Application du stockage thermique en aquifère au chauffage et au ...

Application du stockage thermique en aquifère au chauffage et au refroidissement de serres

maraîchères en France : étude de préfaisabilité Application of aquifer thermal energy storage for heating and

cooling of greenhouses in France : a prefeasibility study Rapport final

BRGM/RP-55481-FR avril 2007

Brgm Service Géologique Régional Languedoc-

Roussillon 1039, rue de Pinville 34000 Montpellier

Tél. : 04 67 15 79 80

Ctifl Centre Technique Interprofessionnel des

Fruits et Légumes BP 32

30127 Bellegarde Tél. : 04 66 01 10 54

Nathalie Courtois, Jean-Pierre Marchal, André Menjoz, Pascal Monnot, Yves Noël, Vincent Petit, Dominique Thiéry (Brgm)

Ariane Grisey, Dominique Grasselly (Ctifl) Contrat ADEME n°05 74 C0118 Juin 2006 – Avril 2007 Responsable ADEME : Eric Vésine

Application du stockage thermique en aquifère au chauffage et au

refroidissement de serres maraîchères en France : étude de

préfaisabilité Rapport final

BRGM/RP-55481-FR avril 2007

Étude réalisée dans le cadre du projet de Recherche du BRGM ENER13

N. Courtois, J.P. Marchal, A. Menjoz, P. Monnot, Y. Noël, V. Petit, D. Thiéry (Brgm)

A. Grisey, D. Grasselly (Ctifl)

Vérificateur :

Nom : Alain DESPLAN

Date :

Signature :

(Ou Original signé par)

Approbateur :

Nom : Marc AUDIBERT

Date :

Signature :

(Ou Original signé par)

Le système de management de la qualité du BRGM est certifié AFAQ ISO 9001:2000. I

M 003 - AVRIL 05

Mots clés : Stockage thermique en aquifère, serres maraîchères, chauffage, refroidissement, échangeurs thermiques, pompe à chaleur, modélisation numérique, étude de sensibilité. En bibliographie, ce rapport sera cité de la façon suivante : Courtois N., Marchal JP., Menjoz A., Monnot P., Noël Y., Petit V., Thiéry D., Grisey A. (Ctifl), Grasselly D. (Ctifl) (2007) - Application du stockage thermique en aquifère au chauffage et au refroidissement de serres maraîchères en France : étude de préfaisabilité. Rapport BRGM/RP-55481-FR, 288 pp., 94 ill., 8 ann. © BRGM, 2007, ce document ne peut être reproduit en totalité ou en partie sans l’autorisation expresse du BRGM.

Application du stockage thermique en aquifère au chauffage et au refroidissement de serres maraîchères

BRGM/RP-55481-FR – Rapport final 3

Synthèse

En France, la surface totale des serres maraîchères chauffées est d’environ 1300 ha. Elle concerne principalement une production de tomate et de concombre.

Depuis le début des cultures hors sol sous serre, la gestion du climat est devenue le maillon clé de la production. L’optimisation des paramètres climatiques, en prenant de plus en plus en compte la gestion de l’énergie, fait donc partie des enjeux majeurs de la décennie à venir. Le chauffage est en effet le deuxième poste en terme de coût après la main d’œuvre. Il est, par conséquent, une préoccupation majeure pour les serristes, préoccupation qui s’est accentuée avec la hausse du prix des combustibles. Il est donc devenu primordial d’optimiser la consommation en serre afin de réaliser des économies d’énergie tout en conservant le potentiel de production.

L’enjeu de demain est de rendre les serres de plus en plus autonomes au niveau énergétique afin de permettre aux exploitations de rester compétitives sur un marché de plus en plus concurrentiel et de répondre à une exigence environnementale de plus en plus importante telle que les émissions de gaz à effet de serre.

Aux Pays-Bas, plusieurs serres sont réchauffées et refroidies, en fonction de la saison, selon le principe du stockage thermique en aquifère, avec doublet de forages réversibles (c'est-à-dire servant alternativement de forage de pompage et de réinjection). Ce concept innovant, dont les premiers résultats des Pays Bas sont prometteurs, permettrait une économie d’énergie de près de 30% à 80% selon les équipements et un gain de rendement de 15% lié à une meilleure maîtrise du climat et de la nutrition carbonée. Un meilleur contrôle du climat de la serre permet de limiter l’entrée des ravageurs et donc de diminuer les traitements phytosanitaires.

Afin d’étudier les possibilités de mise en œuvre de cette technique en France, le Ctifl a demandé au Brgm de réaliser une étude sur la faisabilité de stockage thermique en aquifère peu profond (inférieur à 200 m) pour chauffer et refroidir les serres. Cette étude est cofinancée par l’ADEME, le Ctifl, le Brgm et Viniflhor.

L’objectif de la présente étude est d’étudier la préfaisabilité de ce système au niveau technique, réglementaire, économique et hydrogéologique. En France, les conditions hydrogéologiques et climatiques sont très variables, aussi l’étude de préfaisabilité s’est volontairement limitée en termes de contextes hydrogéologiques (proche de celui du Ctifl de Balandran, près de Nîmes) et climatiques (sud-est et nord-ouest de la France, représentés respectivement par les conditions climatiques de Nîmes et de Nantes).

Cette étude de préfaisabilité s’est déroulée sur 10 mois, de juin 2006 à avril 2007. Elle couvre tous les aspects du cycle thermique, qui peut être décomposé en trois parties en étroite interaction : (1) le dimensionnement des besoins énergétiques de la serre, (2) le bilan thermique au niveau du système d’échange dans la serre, et enfin (3) le bilan thermique au niveau de l’aquifère.


4 BRGM/RP-55481-FR – Rapport final

Au niveau des aspects hydrogéologiques, l’étude de préfaisabilité consiste à inventorier les paramètres à prendre en compte, et à évaluer leur influence relative sur la faisabilité et l’efficacité du stockage thermique sur un site agricole donné. Cette étude est menée via une étude de sensibilité des paramètres à la fois aquifères (géométries, caractéristiques hydrodynamiques et thermiques) et d’exploitation (débit de pompage/réinjection, distance entre forages du doublet) sur des résultats de simulations numériques 3D des écoulements et des transferts thermiques, avec le logiciel MARTHE, développé par le Brgm.

Cette analyse de sensibilité sur modélisations numériques a permis d’évaluer l’influence relative des différents paramètres sur l’efficacité du stockage thermique en aquifère, en restant dans des gammes de valeurs dérivant des caractéristiques du site du Ctifl de Balandran. Elle a également permis d’illustrer la complexité des phénomènes qui entrent en jeu dans le stockage thermique en aquifère. Un même paramètre pourra avoir à la fois des effets positif et négatif sur le stockage (épaisseur de l’aquifère par exemple), ou bien encore avoir un effet positif dans une gamme de valeurs et négatif dans une autre en fonction des valeurs des autres paramètres (le débit d’exploitation jouera en positif ou négatif en fonction de l’épaisseur de l’aquifère et de la distance entre forages par exemple). Cette interdépendance des différents paramètres est mise en exergue dans l’analyse de sensibilité. Le taux de récupération de l’énergie stockée varie de 0% à des valeurs très significatives (74%). La conclusion à retenir est que chaque site est un cas particulier, qui nécessitera un dimensionnement précis en fonction de son contexte hydrogéologique.

Que ce soit au puits froid ou au puits chaud, on voit que la vitesse naturelle d’écoulement de l’aquifère est le facteur qui va le plus conditionner l’efficacité du stockage thermique. La distance entre les forages est un paramètre important également, pour limiter les interférences entre stocks d’eau.

Si le principe de stockage d’énergie thermique en aquifère est déjà opérationnel depuis plusieurs années, en particulier aux Pays-Bas, il n’en demeure pas moins que la technologie n’est pas directement transposable d’un site à l’autre, car son applicabilité est complètement conditionnée par les caractéristiques hydrogéologiques locales du site. La condition sine (a)qua non pour qu’un système de stockage thermique en aquifère puisse être envisagé sur un site agricole donné est bien sûr la présence, sous ce site, d’un aquifère capable à la fois de fournir un débit suffisant et pérenne, de permettre la réinjection de ce même débit, et la récupération de l’énergie stockée la saison précédente, avec un taux de restitution acceptable. Cette technique est donc exigeante en termes de conditions aquifères à remplir, et implique des investissements conséquents. Aucune zone n’est donc exclue a priori, mais nécessitera une étude au cas par cas.

Pour cette étude, une approche des besoins énergétiques pour le chauffage et le refroidissement dans le Sud-Est et le Nord-Ouest de la France a été réalisée. Cela permet de fixer des ordres de grandeur qu’il conviendra d’affiner en fonction des équipements (caractéristiques des échangeurs, de la pompe à chaleur et des réservoirs) pour la réalisation d’un projet.



Sommaire

1.� Introduction .......................................................................................................... 13�

1.1.�CONTEXTE : LES SERRES ET L’ENERGIE................................................... 13�

1.2.�PRESENTATION DE L’ETUDE BRGM – CTIFL - ADEME.............................. 14�1.2.1.�Principe du stockage thermique en aquifère........................................... 14�1.2.2.�Objectif et programme de l’étude de préfaisabilité.................................. 17�

2.�Dimensionnement des besoins énergétiques en serre ..................................... 19�

2.1.�LISTE DES SYMBOLES ................................................................................. 19�

2.2.�BILAN THERMIQUE DE LA SERRE ............................................................... 19�2.2.1.�Les apports solaires ............................................................................... 19�2.2.2.�Les déperditions thermiques .................................................................. 21�2.2.3.�Bilan thermique- Besoins en chauffage .................................................. 22�2.2.4.�Bilan thermique- Besoins en refroidissement.......................................... 25�2.2.5.�Etude de cas réels.................................................................................. 27�

3.�Bilan thermique au niveau du système d’échange ............................................ 29�

3.1.�LE SYSTEME D’ECHANGE............................................................................ 29�3.1.1.�Les équipements.................................................................................... 29�3.1.2.�Calcul des débits d’eau nécessaires....................................................... 31�3.1.3.�Dimensionnement thermique avec les échangeurs FiWiHEX................. 36�

4.�Stockage thermique en aquifère : un rapide état de l’art .................................. 39�

4.1.�GEOTHERMIES ET STOCKAGE THERMIQUE.............................................. 39�4.1.1.�« Des » géothermies .............................................................................. 39�4.1.2.�Différentes utilisations de l’énergie dans le proche sous-sol................... 41�4.1.3.�Exploitation géothermique des aquifères peu profonds .......................... 43�

4.2.�QUELQUES EXEMPLES D’APPLICATIONS DE PAR LE MONDE................. 44�4.2.1.�Des expériences de recherche « grandeur nature » ............................... 44�4.2.2.�Des applications opérationnelles............................................................ 51�

4.3.�EN CONCLUSION .......................................................................................... 51�



5.�Principe du stockage thermique en aquifère : notions, grandeurs, équations et unités .................................................................................................................... 53�

5.1.�NOTIONS D’HYDROGEOLOGIE .................................................................... 53�5.1.1.�L’eau dans le sous-sol............................................................................ 53�5.1.2.�Principales équations de l’hydrodynamique............................................ 57�

5.2.�NOTIONS DE THERMIQUE DU SOUS-SOL : PROCESSUS EN JEU............ 59�

5.3.�EN CONCLUSION........................................................................................... 65�

6.�Analyse de sensibilité du stockage thermique en aquifère par modélisation numérique............................................................................................................. 67�

6.1.�INTRODUCTION............................................................................................. 67�6.1.1.�Principe et intérêt de la méthode utilisée pour la présente étude............ 67�6.1.2.�L’intérêt des outils numériques ............................................................... 68�

6.2.�MODELE ET JEUX DE PARAMETRES UTILISES.......................................... 70�6.2.1.�Présentation du logiciel MARTHE........................................................... 70�6.2.2.�Présentation du modèle utilisé pour l’étude ............................................ 70�6.2.3.�Paramètres utilisés pour l’étude de sensibilité ........................................ 72�6.2.4.�Méthodes de comparaison des résultats de simulations......................... 75�

6.3.�RESULTATS DE L’ANALYSE DE SENSIBILITE ............................................. 77�6.3.1.�Influence de la vitesse d’écoulement de la nappe................................... 78�6.3.2.�Influence de la perméabilité.................................................................... 87�6.3.3.�Influence de la porosité efficace ............................................................. 89�6.3.4.�Influence des dispersivités longitudinale et transversale......................... 93�6.3.5.�Influence de l’épaisseur de la couverture................................................ 96�6.3.6.�Influence de l’épaisseur de l’aquifère.................................................... 102�6.3.7.�Influence du débit de pompage / réinjection.......................................... 105�6.3.8.�Influence de la distance entre les forages............................................. 111�6.3.9.�Influence des conditions climatiques .................................................... 121�

6.4.�CONCLUSIONS ............................................................................................ 124�6.4.1.�Synthèse des résultats de l’analyse de sensibilité ................................ 124�6.4.2.�Evaluation de la préfaisabilité sur le site du Ctifl de Balandran ............. 125�

7.�Estimation financière des coûts d’investissement et de maintenance .......... 133�

7.1.�LES ETAPES DE LA MISE EN ŒUVRE........................................................ 133�7.1.1.�Préambule............................................................................................ 133�7.1.2.�Les étapes............................................................................................ 134�



7.2.�CRITERES DE CONCEPTION DE LA BOUCLE GEOTHERMIQUE – DIMENSIONNEMENT DES EQUIPEMENTS ................................................ 137�7.2.1.�Forages................................................................................................ 138�7.2.2.�Crépines et tubes ................................................................................. 143�7.2.3.�Pompe.................................................................................................. 145�7.2.4.�Conduites............................................................................................. 146�7.2.5.�Filtre ..................................................................................................... 147�7.2.6.�Echangeur intermédiaire ...................................................................... 147�7.2.7.�Pompe de circulation............................................................................ 148�7.2.8.�Pertes de charge à prendre en considération ....................................... 148�7.2.9.�Moyens de mesure et de suivi .............................................................. 151�

7.3.�MAINTENANCE ............................................................................................ 152�7.3.1.�Surveillance du (ou des) forage(s) et des équipements d'exploitation... 152�7.3.2.�Entretien............................................................................................... 153�

7.4.�EVALUATION DES COUTS D’INVESTISSEMENTS ET D’EXPLOITATION . 154�7.4.1.�Investissements initiaux........................................................................ 154�7.4.2.�Charges d’exploitation.......................................................................... 157�7.4.3.�Quelques exemples de coûts …........................................................... 161�

7.5.�DISPOSITIFS D’INCITATION........................................................................ 166�7.5.1.�Aides à la décision ............................................................................... 166�7.5.2.�Aides à l’investissement ....................................................................... 166�

7.6.�CRITERES D’EVALUATION ......................................................................... 167�7.6.1.�Période de recouvrement de l’investissement ...................................... 168�7.6.2.�Valeur actualisée nette......................................................................... 168�7.6.3.�Taux de rendement interne .................................................................. 168�

8.�Aspects réglementaires et administraifs.......................................................... 169�

8.1.�AVERTISSEMENT EN PREAMBULE …....................................................... 169�8.1.1.�Exploitation d’eaux souterraines et des calories de l’eau...................... 169�8.1.2.�Le cas particulier du stockage thermique en aquifère........................... 169�

8.2.�CODE MINIER – EXPLOITATION DE GITES GEOTHERMIQUES............... 170�8.2.1.�Réalisation des ouvrages ..................................................................... 170�8.2.2.�Permis de recherche et d’exploitation des calories de l’eau.................. 170�8.2.3.�Demande d’ouverture de travaux ......................................................... 171�

8.3.�CODE DE L’ENVIRONNEMENT - EXPLOITATION DES EAUX SOUTERRAINES.......................................................................................... 172�



8.3.1.�Réalisation des ouvrages ..................................................................... 172�8.3.2.�Prélèvements ....................................................................................... 173�8.3.3.�Recharge artificielle des eaux souterraines .......................................... 174�8.3.4.�Rejets................................................................................................... 174�

9.�Conclusions et perspectives ............................................................................. 177�

9.1.�STOCKAGE THERMIQUE SUR UN SITE : Y ALLER OU PAS ? .................. 177�9.1.1.�L’eau à la base …................................................................................. 177�9.1.2.�L’hydrogéologie est une science naturelle …........................................ 178�9.1.3.�Caractérisation hydrogéologique d’un site ............................................ 178�9.1.4.�Quelques règles pour un fonctionnement pérenne des installations ..... 180�

9.2.�PERSPECTIVES........................................................................................... 182�

10.� Liste des publications faisant état des travaux......................................... 185�

11.� Bibliographie ............................................................................................... 187�

Liste des illustrations

Illustration 1 – Schéma de principe du stockage thermique en aquifère pour le chauffage et le refroidissement de serres ................................................................................ 16�

Illustration 2 – Principe de la serre « capteur solaire »............................................................. 20�

Illustration 3 – Exemples de transmission PAR selon les matériaux......................................... 20�

Illustration 4 – Rayonnement solaire pour Bellegarde (Nîmes) et Carquefou (Nantes) ............. 21�

Illustration 5 – Les transferts thermiques dans la serre ............................................................ 22�

Illustration 6 – Exemple de dimensionnement des besoins en chauffage d’une serre à Bellegarde (conditions climatiques de Nîmes) ......................................................................... 24�

Illustration 7 – Exemple de dimensionnement des besoins en chauffage d’une serre à Carquefou (conditions climatiques de Nantes)......................................................................... 24�

Illustration 8 – Consommation énergétique par mois à Bellegarde et Carquefou...................... 25�

Illustration 9 – Exemple de dimensionnement des besoins en refroidissement d’une serre à Bellegarde (conditions climatiques de Nîmes) ............................................................. 26�

Illustration 10 – Exemple de dimensionnement de besoins en refroidissement d’une serre à Carquefou (conditions climatiques de Nantes) ............................................................. 27�

Illustration 11 - Moyenne des consommations énergétiques par bassin (Source : Etude URE ADEME, 2007) ............................................................................................................... 28�

Illustration 12 – Principe de fonctionnement d’une pompe à chaleur ........................................ 31�



Illustration 13 – Schéma de fonctionnement PAC à compression (cas de la production de chaleur)..............................................................................................................................31�

Illustration 14 - Température au niveau du système d’échanges ..............................................32�

Illustration 15 – Evolution du débit en fonction de la différence de température........................32�

Illustration 16 – Evolution du débit moyen par mois .................................................................33�

Illustration 17 – Evolution du débit maximal par mois...............................................................34�

Illustration 18 – Comparaison des nombres d’heures de fonctionnement en fonction des classes de débit pour Bellegarde et Carquefou........................................................................34�

Illustration 19 – Quantité d’eau produite par mois à Bellegarde (Nîmes)...................................35�

Illustration 20 – Quantité d’eau produite par mois à Carquefou (Nantes) ..................................35�

Illustration 21 – Les diférents types de géothermies en fonction de l’énergie............................40�

Illustration 22 – Les différentes utilisations de la géothermie en fonction des températures...........................................................................................................................41�

Illustration 23 – Dispositifs d’exploitation de pompes à chaleur sur nappe................................42�

Illustration 24 – Exemples d’installations de sondes géothermiques verticales ou horizontales ............................................................................................................................43�

Illustration 25 – Colonne stratigraphique et coupe technique de forage (Carotenuto et al., 1991).................................................................................................................................47�

Illustration 26 – Comparaison des températures mesurées et modélisees (Carotenuto et al., 1991).............................................................................................................................49�

Illustration 27 – Schéma du système de stockage thermique (Allen & Bridger, 2003) ...............50�

Illustration 28 – Principaux terrains aquifères de France (Collin, 2004).....................................54�

Illustration 29 – Différents types de nappe ...............................................................................56�

Illustration 30 – Exemple de carte piézométrique.....................................................................56�

Illustration 31 – Carte hydrogéologique structurale de la France (Margat, 1986) ......................57�

Illustration 32 – Schéma de principe de l’installation avec les phénomènes hydrodynamiques et thermiques en jeu dans l’aquifère............................................................60�

Illustration 34 – Tableau récapitulatif des grandeurs physiques et des unités hydrodynamiques et thermiques..............................................................................................65�

Illustration 35 – Récapitulatif des facteurs testés par modélisation numérique (en rouge).........68�

Illustration 36 – Calendrier de pompage/injection retenu dans les simulations numériques .............................................................................................................................71�

Illustration 37 – Vue du maillage utilisé en vue de dessus........................................................73�

Illustration 38 – Vue du maillage utilisé en coupe verticale.......................................................73�

Illustration 39 – Tableau récapitulatif des paramètres de modélisation utilisés .........................74�

Illustration 40 – Comparaison des températures des « panaches » d’eau réchauffée et d’eau refroidie pour les simulations bal3A1, bal3A2, et bal3A3 ................................................80�



Illustration 41 – Comparaison des températures silmulées pour trois gradients hydrauliques : 0, 0,4 et 2‰ (avec une perméabilité de 5.10-3 m/s et une porosité de 15%)....................................................................................................................................... 81�

Illustration 42 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour trois gradients hydrauliques : 0, 0,4 et 2‰ (avec une perméabilité de 5.10-3 m/s et une porosité de 15%)....................................................................................................................................... 82�

Illustration 43 – Comparaison des températures des « panaches » d’eau réchauffée et d’eau refroidie pour les simulations Sup8, Cap3 et Capt3A...................................................... 84�

Illustration 44 – Comparaison des températures silmulées pour trois perméabilités : 5.10-4, 5.10-3 et 2,5.10-2 m/s (avec un gradient de 0,4‰ et une porosité de 15%)..................... 85�

Illustration 45 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour trois perméabilités : 5.10-4, 5.10-3 et 2,5.10-2 m/s (avec un gradient de 0,4‰ et une porosité de 15%) .................................................................................................................................. 86�

Illustration 46 – Comparaison des charges hydrauliques (exprimées en m) simulées à la fin d’un cycle de pompage/réinjection de 4 mois pour deux perméabilités de 5.10-3 et 5.10-4 m/s................................................................................................................................ 88�

Illustration 47 – Comparaison des rabattements et relèvements (exprimés en m) simulés à la fin d’un cycle de pompage/réinjection de 4 mois pour deux perméabilités de 5.10-3 et 5.10-4 m/s ............................................................................................................. 88�

Illustration 48 – Variation des paramètres thermiques aquifères en fonction de la porosité (supposée à saturation) avec λs = 2,35 W/m/°C, et γs = 1,72 MJ/m3/°C ...................... 89�

Illustration 49 – Comparaison des températures simulées pour deux porosités de 5 et 30% (avec une perméabilité de 3,75.10-4 m/s, et un gradient de 2,5‰).................................... 91�

Illustration 50 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour deux porosités de 5 et 30% (avec une perméabilité de 3,75.10-4 m/s, et un gradient de 2,5‰)............................. 92�

Illustration 51 – Comparaison des températures simulées pour des dispersivités longitudinale et transversale divisées par deux (pour une perméabilité de 5.10-3 m/s et un gradient de 0,4‰) .............................................................................................................. 94�

Illustration 52 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour des dispersivités longitudinale et transversale divisées par deux (pour une perméabilité de 5.10-3 m/s et un gradient de 0,4‰) .............................................................................................................. 95�

Illustration 53 – Comparaison des températures simulées pour des épaisseurs de couverture de 5 et 20 m (pour une épaisseur d’aquifère de 25 m) ........................................... 97�

Illustration 54 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour des épaisseurs de couverture de 5 et 20 m (pour une épaisseur d’aquifère de 25 m) ........................................... 98�

Illustration 55 – Comparaison des températures simulées pour des épaisseurs de couverture de 5 et 20 m (pour une épaisseur d’aquifère de 10 m) ......................................... 100�

Illustration 56 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour des épaisseurs de couverture de 5 et 20 m (pour une épaisseur d’aquifère de 10 m) ......................................... 101�

Illustration 57 – Comparaison des températures simulées pour des épaisseurs d’aquifère de 25 et 10 m (pour une épaisseur de couverture de 20 m)................................... 103�

Illustration 58 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour des épaisseurs d’aquifère de 25 et 10 m (pour une épaisseur de couverture de 20 m)................................... 104�



Illustration 59 – Comparaison des températures simulées pour trois débits d’exploitation de 25, 50 et 100 m3/h (épaisseur aquifère de 25 m, et distance entre forages de 200 m) .......106�

Illustration 60 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour trois débits d’exploitation de 25, 50 et 100 m3/h (épaisseur aquifère de 25 m, et distance entre forages de 200 m) .................................................................................................................107�

Illustration 61 – Comparaison des températures simulées pour trois débits d’exploitation de 25, 50 et 100 m3/h (épaisseur aquifère de 10 m, et distance entre forages de 150 m) .......109�

Illustration 62 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour trois débits d’exploitation de 25, 50 et 100 m3/h (épaisseur aquifère de 10 m, et distance entre forages de 150 m) .................................................................................................................110�

Illustration 62 – Comparaison des températures simulées pour des distances entre forages de 150 et 200 m (pour un débit de 50 m3/h) ..............................................................112�

Illustration 63 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour des distances entre forages de 150 et 200 m (avec un débit de 50 m3/h) .....................................................113�

Illustration 64 – Comparaison des températures simulées pour des débits de 50 et 25 m3/h, et une distance entre forages de 150 m........................................................................115�

Illustration 65 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour des débits de 50 et 25 m3/h, et une distance entre forages de 150 m ...............................................................116�

Illustration 66 – Comparaison des températures des « panaches » d’eau réchauffée et d’eau refroidie pour les simulations bal20, Forage200, et Q25...............................................117�

Illustration 67 – Comparaison des températures simulées pour des débits de 50 et 100 m3/h, et une distance entre forages de 150 m........................................................................119�

Illustration 68 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour des débits de 50 et 100 m3/h, et une distance entre forages de 150 m .............................................................120�

Illustration 69 – Comparaison des températures simulées pour les conditions climatiques de Nîmes et de Nantes .......................................................................................122�

Illustration 70 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour les conditions climatiques de Nîmes et de Nantes .......................................................................................123�

Illustration 71 – Géologie simplifiée du site du Ctifl de Balandran, près de Nîmes ..................125�

Illustration 72 – Variations piézométriques enregistrées sur le site du Ctifl de Balandran .......126�

Illustration 73 – Résultat de l’essai de pompage par paliers sur le site du Ctifl de Balandran .............................................................................................................................127�

Illustration 74 – Tableau récapitulatif des simulations numériques effectuées : paramètres............................................................................................................................129�

Illustration 75 – Tableau récapitulatif des simulations numériques effectuées : principaux résultats ...............................................................................................................131�

Illustration 76 – Exactitude des estimations de coûts de projet (Gordon, 1989) ......................133�

Illustration 77 – Schéma technique type d’un dispositif de stockage thermique en aquifère.................................................................................................................................138�

Illustration 78 – Eléments de coût d’un forage........................................................................139�

Illustration 79 – Logigramme pour le choix des caractéristiques des forages..........................140�



Illustration 80 – Comparaison des diamètres intérieurs des tubes d’injection (un ou deux tubes)........................................................................................................................... 142�

Illustration 81 – Exemple d’aménagement de la chambre de pompage (en coupe) ................ 142�

Illustration 82 – Diamètres théoriques de crépines ................................................................ 144�

Illustration 83 – Vitesses critiques dans les crépines ............................................................. 144�

Illustration 84 – Caractéristiques moyennes pour le corps de pompe..................................... 145�

Illustration 85 – Exemple de puissance installée (en kW) de pompes immergées en fonction du débit sollicité et de la hauteur de refoulement (en m)........................................... 145�

Illustration 86 – Optimisation des diamètres de conduites...................................................... 147�

Illustration 87 – Exemple de calcul de pertes de charges singulières ..................................... 150�

Illustration 88 – Evaluation des coûts électriques................................................................... 159�

Illustration 89 – Exemple de coûts pour les Pays-Bas (d’après van Hove, 1993).................... 164�

Illustration 90 – Exemple de coûts de pompes immergées, hors mise en place, pour des hauteurs manométriques d’environ 60 m ........................................................................ 165�

Illustration 91 – Principales procédures réglementaires relatives au Code Minier................... 172�

Illustration 92 – Principales procédures réglementaires relatives au Code de l’Environnement.................................................................................................................... 175�

Illustration 93 – Les trois commandements du stockage thermique en aquifère ..................... 177�

Illustration 94 – Récapitulatif des paramètres et des méthodes de détermination associées aux stades de l’étude de préfaisabilité et du dimensionnement d’un projet ............ 180�

Liste des annexes

Annexe 1 Glossaire hydrogéologique................................................................................... 195�

Annexe 2 Grandeurs et unités thermiques............................................................................ 201�

Annexe 3 Compte-rendu de mission aux Pays-Bas, avril 2006 ............................................. 205�

Annexe 4 Synthèse destinée aux exploitants serristes.......................................................... 217�

Annexe 5 La corrosion et l’incrustation dans les forages d’eau ............................................. 225�

Annexe 6 Effet de la température sur la vitesse de Darcy..................................................... 229�

Annexe 7 Garantie AQUAPAC............................................................................................. 233�

Annexe 8 Résultats de simulations numériques.................................................................... 239�



1. Introduction

1.1. CONTEXTE : LES SERRES ET L’ENERGIE

En France, la surface totale des serres maraîchères chauffées est d’environ 1300 ha. Elle concerne principalement une production de tomate et de concombre.

Depuis le début des cultures hors sol sous serre, la gestion du climat est devenue un des maillons clé de la production. L’optimisation des paramètres climatiques, en prenant de plus en plus en compte la gestion de l’énergie, fait donc partie des enjeux majeurs de la décennie à venir.

Le chauffage est en effet le deuxième poste en terme de coût après la main d’œuvre et suite aux diverses augmentations du prix des combustibles, il est devenu primordial d’optimiser la consommation en serre afin de réaliser des économies d’énergie tout en conservant le potentiel de production.

L’enjeu de demain est de rendre les serres de plus en plus autonomes au niveau énergétique afin de permettre aux exploitations de rester compétitives sur un marché de plus en plus concurrentiel et de répondre à une exigence environnementale de plus en plus importante telle que les émissions de gaz à effet de serre.

Au vu du contexte énergétique actuel et des derniers chiffres disponibles sur l’énergie et les serres datant de 1993, l’ADEME a fait réaliser une étude concernant l’utilisation rationnelle de l’énergie dans le secteur des serres afin de mieux appréhender les évolutions du secteur, d’apprécier les marges de progrès et d’identifier les leviers d’action. Cette étude a été réalisée par le Ctifl, l’Astredhor et l’INH et finalisée en mars 2007 (ADEME, 2007). Ce travail a permis de réaliser un état des lieux sur l’utilisation de l’énergie dans les serres pour la campagne 2004-2005 et a été suivi d’une réflexion sur les leviers d’action envisageables à court, moyen et long terme pour réduire les consommations énergétiques et pour adapter le mix énergétique à la situation actuelle.

La serre est un capteur d’énergie solaire qui n’est cependant pas exploité en totalité. Le principe de la serre capteur d’énergie est d’équiper une serre pour récupérer, stocker et utiliser l’excédent d’énergie pour chauffer la serre. Ce concept permet de rendre la serre plus autonome au niveau énergétique et ainsi de réduire ses consommations.

Plusieurs études ont été menées dans les années 1980 en considérant la serre comme un capteur solaire avec accumulation de chaleur :

- dans un produit à changement de phase ;

- dans le sol (stockage de l’énergie au niveau de blocs de béton, galets, ou tubes plastique enfouis dans le sol).



Ces études faisaient suite aux deux chocs pétroliers consécutifs qui ont eu pour conséquence une augmentation du prix des combustibles.

En conditions expérimentales, ces systèmes ont permis de substantielles économies d’énergie mais se sont heurtés à des problèmes techniques et à des coûts d’investissement importants, d’autant que le prix des combustibles a rapidement baissé au cours des années suivantes.

Néanmoins, et avec les progrès techniques réalisés, les systèmes permettant de réaliser des économies d’énergie, plus particulièrement utilisant des énergies renouvelables, retrouvent leur intérêt dans le cadre de la crise énergétique actuelle, d’autant qu’elle se double d’une crise climatique et environnementale.

1.2. PRESENTATION DE L’ETUDE BRGM – CTIFL - ADEME

1.2.1. Principe du stockage thermique en aquifère

Aux Pays-Bas, plusieurs serres sont réchauffées et refroidies, en fonction de la saison, selon le principe du stockage thermique en aquifère (Illustration 1) :

- en été, l’eau souterraine est pompée dans un premier forage (appelé « puits froid »), refroidit la serre en se réchauffant (elle emmagasine ainsi la chaleur piégée dans la serre pendant cette période estivale), et est réinjectée (à 18 °C environ) dans le même aquifère via le deuxième forage (appelé « puits chaud ») ;

- pendant la période hivernale, le système s’inverse pour tirer profit de cette chaleur emmagasinée l’été précédent : l’eau est pompée au « puits chaud », réchauffe la serre en se refroidissant, et est réinjectée dans l’aquifère (à +6°C environ) pour être réutilisée l’été suivant.

Dans les exemples rencontrés aux Pays-Bas (cf. §4.2), les aquifères concernés par le stockage thermique ont des profondeurs comprises entre 40 et 150 m environ. On reste donc dans le domaine du relativement « peu profond ».

Cette technique de doublet de forages réversibles avec pompage et réinjection dans chacun d’entre eux, présente deux principaux avantages :

- elle permet au dispositif d’être réversible, en refroidissant la serre l’été, et en la réchauffant l’hiver ;

- la réinjection maintient le potentiel hydraulique de l’aquifère, contrairement au système à puits unique en circuit ouvert où l’eau pompée est envoyée vers l’extérieur (dans un cours d’eau par exemple), ce qui d’une part ne permet pas le stockage d’énergie, et d’autre part, peut entraîner une surexploitation hydraulique de l’aquifère.

Le refroidissement opéré en été permettrait d’envisager de maintenir la serre fermée une grande partie de l’année, de mieux maîtriser le climat, de conserver des teneurs en CO2 optimales, d’augmenter la productivité, et de limiter les risques d’attaques d’insectes et de maladies.



Le circuit d’eau réchauffée/refroidie en provenance de l’aquifère peut s’apparenter à un « circuit primaire » dans tout le système de climatisation réversible de la serre. L’énergie est ensuite échangée avec un « circuit secondaire », le plus généralement via des échangeurs à plaques. Il n’y a donc pas de contact direct entre les eaux des différents circuits.



a) En été : l’eau pompée dans le « puits froid » se réchauffe en refroidissant la serre, et est réinjectée dans le « puits chaud »

b) En hiver : l’eau pompée dans le « puits chaud » se refroidit en réchauffant la serre, et est réinjectée dans le « puits froid »

Illustration 1 – Schéma de principe du stockage thermique en aquifère pour le chauffage et le refroidissement de serres



1.2.2. Objectif et programme de l’étude de préfaisabilité

a) Objectif

Afin d’étudier les possibilités de mise en œuvre de cette technique en France, le Ctifl a demandé au Brgm de réaliser une étude sur la faisabilité de stockage thermique en aquifère peu profond (inférieur à 200 m) pour chauffer et refroidir les serres. Cette étude est cofinancée par l’ADEME, le Ctifl, le Brgm et Viniflhor.

L’objectif de la présente étude est d’étudier la préfaisabilité de ce système au niveau technique, réglementaire, économique et hydrogéologique. En France, les conditions hydrogéologiques et climatiques sont très variables, aussi l’étude de préfaisabilité s’est volontairement limitée en termes de contextes hydrogéologique et climatique :

- le contexte hydrogéologique « de référence » est proche de celui du site du Ctifl de Balandran (aquifère peu profond, sous faible couverture). Ce choix était motivé en particulier par le fait que ce site (s’il s’y prête) pourrait faire office de site de démonstration et de mise au point technique de la méthode, avec l’installation d’une serre expérimentale ;

- deux contextes climatiques du Sud-Est (Nîmes) et du Nord-Ouest (Nantes) ont été ciblés. Ce choix a été motivé à la fois par les contrastes climatiques qui existent entre ces deux zones (au niveau de l’ensoleillement, et des températures de l’air principalement), et par la répartition des fortes régions de production sous serres en France (Sud-Est et Nord-Ouest).

b) Un programme en trois phases

Cette étude de préfaisabilité s’est déroulée sur 10 mois, de juin 2006 à avril 2007. Elle couvre tous les aspects du cycle thermique, qui peut être décomposé en trois parties en étroite interaction : (1) le dimensionnement des besoins énergétiques de la serre, (2) le bilan thermique au niveau du système d’échange dans la serre, et enfin (3) le bilan thermique au niveau de l’aquifère. L’étude a donc été décomposée en trois phases de travail, suivant ces éléments du cycle.

• Phase 1 : dimensionnement des besoins énergétiques de la serre (Ctifl)

Cette première phase concerne le dimensionnement des besoins énergétiques de la serre, à la fois en chauffage et en refroidissement. Ce dimensionnement est réalisé pour les deux contextes climatiques du Sud-Est (Bellegarde près de Nîmes) et du Nord-Ouest (Carquefou près de Nantes) de la France. Les calculs ont été établis à partir d’une étude réalisée pour ce projet par l’Université de Wageningen.

• Phase 2 : bilan thermique au niveau du système d’échange dans la serre (Ctifl)

A partir des besoins énergétiques définis lors de la phase 1, un bilan thermique est réalisé au niveau du système d’échange installé dans la serre. Ce dimensionnement



permettra de calculer les débits d’eau au niveau de l’aquifère. Les calculs ont été établis à partir d’une étude réalisée pour ce projet par l’Université de Wageningen. Un calcul de dimensionnement est également effectué dans avec un type d’échangeurs (FiWiHEX). Contrairement à ce qui avait été prévu dans l’étude initiale le dimensionnement sans pompe à chaleur ne sera pas effectué. En effet, il s’est rapidement avéré qu’il n’était pas envisageable de réaliser une installation sans pompe à chaleur.

Cette deuxième phase permet de définir les besoins thermiques qui devront être couverts par l’aquifère, ce qui se traduit principalement par la définition des éléments suivants :

- températures d’injection au « puits chaud » et au « puits froid » ;

- débits de pompage/injection au « puits chaud » et au « puits froid » ;

- calendrier d’exploitation sur un cycle annuel (périodes de pompage/injection, et périodes de repos en fonction de la saison).

• Phase 3 : bilan thermique au niveau de l’aquifère (Brgm)

Au niveau des aspects hydrogéologiques, l’étude de préfaisabilité consiste à inventorier les paramètres à prendre en compte, et à évaluer leur influence relative sur la faisabilité et l’efficacité du stockage thermique sur un site agricole donné. Cette étude est menée via une étude de sensibilité des paramètres à la fois aquifères (géométries, caractéristiques hydrodynamiques et thermiques) et d’exploitation (débit de pompage/réinjection, distance entre forages du doublet) sur des résultats de simulations numériques 3D des écoulements et des transferts thermiques, avec le logiciel MARTHE, développé par le Brgm. Les gammes de paramètres testées sont définies en fonction des résultats des phases 1 et 2. Une évaluation de la préfaisabilité sur le site du Ctifl de Balandran est donnée dans les conclusions de l’étude de sensibilité.

Cette étude de sensibilité est complétée par un aperçu du contexte administratif et réglementaire qui s’applique au stockage thermique en aquifère peu profond, ainsi que par une évaluation des coûts d’investissements et de maintenance relatifs aux aspects hydrogéologiques.

Enfin, une synthèse (Annexe 4) qui sera largement diffusée aux serristes, récapitule les paramètres hydrogéologiques à prendre en considération, donne des indications sur les méthodes possibles d’estimation de ces paramètres, et enfin brosse un rapide aperçu des principaux risques associés à cette technique, en y associant des conseils de mise en œuvre sur site. Ce « document » ne permettra pas de faire un véritable calcul de dimensionnement de l’installation sur un site donné, celui-ci relevant d’une étude plus approfondie au cas par cas.



2. Dimensionnement des besoins énergétiques en serre

2.1. LISTE DES SYMBOLES

Symboles Unités Signification

Cv J. m-3.K-1 Capacité calorifique de l’air de la serre K W.m-2.K-1 Coefficient global de transmission thermique U W.m-2.K-1 Coefficient d’échange correspondant à la ventilation R W.m-2 Rayonnement solaire global journalier reçu sur une surface

horizontale à l’air libre trans Coefficient Tair °C Température de l’air dans la serre Text °C Température de l’air extérieur Tin °C Température de l’air à l’intérieur de la serre (température de

consigne) V m.s-1 Vitesse du vent

2.2. BILAN THERMIQUE DE LA SERRE

La première fonction de la serre est d’emprisonner le maximum de chaleur. Le rayonnement qui pénètre dans l’abri va échauffer le sol, les plantes et les parois.

Ces corps vont émettre des infrarouges de grandes longueurs d’onde vers la couverture. Le matériau de couverture absorbe une partie de ces radiations et va les réémettre vers l’intérieur de la serre ; la chaleur est ainsi piégée.

2.2.1. Les apports solaires

Les apports solaires varient selon le lieu, la saison et l’heure. Le rayonnement reçu par la couverture n’est pas transmis dans sa totalité à la serre.

Une partie des rayonnements pénètre dans la serre, mais une partie non négligeable est réfléchie ou absorbée par la structure. En moyenne, pour les nouvelles serres, 80 % de l’énergie solaire pénètrent dans la serre (Illustration 2).



Infrarouge Long

70 % - 80 %

Pertes

Illustration 2 – Principe de la serre « capteur solaire »

Quelques exemples de transmission PAR1 sont donnés selon les matériaux dans le tableau suivant (Illustration 3).

Matériau de couverture Coefficient global de

transmission thermique (W/m² K)

Coefficient de transmission

PAR (%)

Prix indicatif (€/m²)

Verre 5 - 6 90 5 -16 Polycarbonate 3 80 - 85 13 - 18 Lexan Zig Zag (polycarbonate)

2,7 90 25 - 3 0

PolyÉthylène 7 - 8 90 0,5 - 0,8 ETFE (fluororésine Fluon) 5 - 7 94 10 - 12

Illustration 3 – Exemples de transmission PAR selon les matériaux

La partie qui pourrait être captée et stockée est l’énergie solaire qui aura pénétré dans la serre moins ce qui aura été absorbé par les plantes.

L’Illustration 4 permet de comparer le rayonnement solaire de Bellegarde et de Carquefou. On constate que Bellegarde reçoit 20 % d’énergie solaire en plus que Carquefou. Le rayonnement solaire maximal est de 1044 W/m² sur Bellegarde et de 942 W/m² sur Carquefou.

1 PAR : Photosynthetically Active Radiation (rayonnement photosynthétique utile). Ce sont les radiations de longueurs d’onde comprises entre 400 nm et 700 nm qui sont les plus efficaces pour la photosynthèse.



Rayonnement solaire global Année 2005

(GJ/m²) Bellegarde 5,8 Carquefou 4,6

Evolution au cours d'une année du rayonnement solaire global (Année 2005)

0

20

40

60

80

100

Janv

ier

Févrie

rMars Avri

lMai

Juin

Juille

tAoû

t

Septem

bre

Octobr

e

Novem

bre

Décem

bre

Mois

kJ/c

m²/

mo

is Bellegarde

Carquefou

Illustration 4 – Rayonnement solaire pour Bellegarde (Nîmes) et Carquefou (Nantes)

2.2.2. Les déperditions thermiques

Le phénomène d’effet de serre permet une augmentation conséquente de la température, mais comme dans tout système des déperditions thermiques sont à considérer.

Ce phénomène s’explique par plusieurs raisons :

- les parois et la toiture échangent de la chaleur avec l’extérieur par conduction, convection et rayonnement.

- les fuites potentielles provoquent un renouvellement d’air,

- des pertes par vapeur d’eau sont également à considérer : toutes les surfaces humides se refroidissent en évaporant de l’eau.

Les déperditions thermiques à considérer sont : · des pertes conducto convectives ; · des pertes par rayonnement ; · des pertes par vapeur d’eau ; · des pertes par renouvellement d’air.

- Les trois modes de transfert thermiques sont :

- La conduction : échange de chaleur entre deux points d’un solide ou encore d’un liquide (ou d’un gaz) immobile et opaque.

- La convection : échange de chaleur entre une paroi et un fluide (avec transport de la chaleur par le fluide en mouvement).



- Le rayonnement : échange de chaleur entre deux parois séparées par un milieu transparent. Tous les corps solides, liquides ou gazeux émettent un rayonnement de nature électromagnétique. Cette énergie est échangée directement des parois à la surface des plantes et non à l’air ambiant.

La température apportée par le rayonnement et l’effet de serre mais, diminuée par les pertes thermiques, ne permet pas d’assurer tout au long de l’année des températures optimales pour la croissance des plantes.

De plus, l’humidité à l’intérieur de la serre, dépendante des conditions climatiques et de la transpiration de la culture en fonction de l’espèce considérée, doit être bien maîtrisée pour ne pas limiter la croissance de la plante et éviter les risques phytosanitaires (développement de maladies).

Le chauffage de la serre permet la gestion de ces deux paramètres.

Pertes par conduction

Pertes par rayonnement

Pertes par convection

Pertes par fuite

70 % - 80 %

Pertes par vapeur d’eau

Pertes par conduction

Pertes par rayonnement

Pertes par convection

Pertes par fuite

70 % - 80 %

Pertes par vapeur d’eau

Illustration 5 – Les transferts thermiques dans la serre

2.2.3. Bilan thermique- Besoins en chauffage

a) Les équations

Les apports solaires sont établis par l’équation :

Gain = Rglobal. trans [W/m2] Équation 1

Le coefficient trans permet de tenir compte de la propriété des matériaux, de la présence d’un écran thermique ou d’ombrage et du rayonnement qui est absorbé par les plantes. Pour donner un ordre de grandeur si le rayonnement reçu est d’environ 700 W/m², le gain solaire qui sera pris en compte dans les calculs sera d’environ 350 W/m².

Déperditions conducto-convectives :

Pcc = K. (Tin – Text) [W.m-2] Équation 2



Le coefficient K tient compte de la convection (sur les faces interne et externe), les échanges par conduction sont négligés. K est fonction de la vitesse du vent, de la température extérieure, du rayonnement et de la nébulosité. Quelques valeurs de K sont données dans l’illustration 3. Si la valeur de K est faible, les pertes seront moins importantes.

La température de consigne est différente entre la nuit et le jour et évolue au cours du cycle de la culture. Pour simplifier les calculs une température de nuit et une température de jour seront renseignées constantes au cours de la campagne.

Pertes par fuite ou renouvellement d’air :

Le renouvellement d’air est assez difficile à exprimer. Il dépend essentiellement de la vitesse du vent. Plusieurs équations existent dans la littérature. Pour exprimer ces pertes nous utiliserons l’équation proposée par DE ZWART (2006).

Pf = Cv.V.(Tin-Tex) [W.m-2] Équation 3

Dans la littérature, la capacité calorifique volumique de l’air humide est de l’ordre de 0,26 J. m-3.K-1 : 0,22 J. m-3.K-1 proposée par KITTAS (1987) et 0,3 J. m-3.K-1 proposée par le CNIH (1989). Nous prendrons dans le calcul la valeur de 0,26 J. m-3.K-1.

Pendant la nuit, les pertes seront supérieures aux apports solaires, pour contribuer à ces pertes il faudra mettre en place des systèmes de chauffage.

La demande de chauffage est donc calculée à partir de l’équation :

Pchauffage = Pf+Pcc –Gain +15 [W/m2] Équation 4

La contribution de 15 W/m² correspond au flux énergétique (chaleur sensible et latente) au niveau du sol-couvert végétal (KITTAS, 1987 et DE ZWART, 2006).

b) Exemples de calculs

Deux bilans thermiques ont été réalisés pour la France : un dans le Sud-Est (conditions climatiques de Bellegarde près de Nîmes) et un dans le Nord-Ouest (conditions climatiques de Carquefou près de Nantes).

Les hypothèses qui ont été prises dans le calcul sont les suivantes :

- Le type de serre est identique dans les deux cas : serre verre simple paroi (type de serre majoritaire dans le parc de serre français).

- Les températures de consignes de nuit et de jour sont les mêmes.

- Deux consommations ont été calculées avec et sans écran thermique.

- La gestion de l’hygrométrie n’est pas prise en compte.

- Les conditions climatiques correspondent à l’année 2005. Les résultats sont présentés dans les Illustrations 6 et 7.



Bellegarde (Nîmes)

Type de serre Verre simple paroi transmission lumineuse 80 % Présence écran thermique Non Oui type SLS Ultra Plus

43 % d’économie d’énergie 88 % de transmission lumineuse Mise en place à partir de Text = 8 °C

Tconsigne nuit (°C) 15 Tconsigne jour (°C) 18 Puissance à installer (W/m²) 205 177 Consommation énergétique (kWh/m²/an)

272 213

Illustration 6 – Exemple de dimensionnement des besoins en chauffage d’une serre à Bellegarde (conditions climatiques de Nîmes)

Carquefou (Nantes)

Type de serre Verre simple paroi transmission lumineuse 80 % Présence écran thermique Non Oui type SLS Ultra Plus

43 % d’économie d’énergie 88 % de transmission lumineuse Mise en place à partir de Text = 8 °C

Tconsigne nuit (°C) 15 Tconsigne jour (°C) 18 Puissance à installer (W/m²) 207 194 Consommation énergétique (kWh/m²/an)

326 267

Illustration 7 – Exemple de dimensionnement des besoins en chauffage d’une serre à Carquefou (conditions climatiques de Nantes)

La mise en place d’un écran thermique permet de réaliser une économie d’énergie de 20 %. Cette économie a été validée par de nombreux essais au Ctifl et dans les stations régionales.

L’Illustration 8 présente les consommations énergétiques par mois pour Bellegarde et Carquefou.



Consommation énergétique par mois

010203040506070

janvie

r

févrie

r

mars avril

mai juin

juille

tao

ût

septe

mbre

octobre

nove

mbre

déce

mbre

Mois

kWh/

m²

Bellegarde (Nîmes) Carquefou (Nantes)

Illustration 8 – Consommation énergétique par mois à Bellegarde et Carquefou

2.2.4. Bilan thermique- Besoins en refroidissement

Lorsque la température est supérieure à la consigne, la serre est aérée à l’aide des ouvrants. Pendant la période estivale, cette ventilation s’avère insuffisante. Les conditions climatiques difficiles en été dans le Sud de la France ne permettent pas d’atteindre les rendements des zones plus au nord (10-15 kg/m² de moins) et nuisent à la qualité des fruits. Les faibles rendements obtenus dans le bassin Rhône Méditerranée s’expliquent par les difficultés rencontrées dans la maîtrise du climat en été. Des températures voisines ou supérieures à 30 °C au niveau de la tête des plantes entraînent des problèmes de nouaison et de qualité de fruits (microfissures, collet ternes, nécroses apicales, défauts de coloration…).

Plusieurs systèmes peuvent être mis en place tels que la brumisation, la brumisation de type FOG System ou des cooling. Ces systèmes dits évaporatifs sont basés sur le principe de charger l’air chaud en eau. Le passage de l’eau de l’état liquide à l’état de vapeur permet de consommer des calories et donc d’abaisser la température de l’air. Cependant la puissance des systèmes de refroidissement reste limitée, notamment lorsque l’air extérieur est humide.

Pour tout calcul de dimensionnement de refroidissement, il conviendra de prendre en compte la mise en place d’un écran d’ombrage ou de blanchiment sur les parois. Il en effet impossible d’installer des équipements qui permettent de compenser en totalité le rayonnement global reçu qui peut être égal à 1000 W/m².

Le calcul est réalisé dans le cas d’une serre semi fermée avec un léger renouvellement d’air par ventilation naturelle. La transpiration des plantes n’est pas prise en compte (le rayonnement absorbé par les plantes est comptabilisé).



a) Les équations

Le refroidissement par la ventilation naturelle sera limité afin de pouvoir optimiser l’enrichissement en CO2. Cette puissance est calculée à l’aide de l’équation 5 proposée par DE ZWART (2006) :

Pventilation = U.(Tair – Text) [W.m-2] Équation 5

Le coefficient U est fonction de la vitesse du vent, de la capacité calorifique volumique de l’air et du renouvellement d’air.

Tair, la température de l’air de la serre, est calculée à partir de la température à laquelle on souhaite commencer à refroidir et une température maximale désirée dans la serre. Tair dépend également des conditions climatiques (rayonnement).

La puissance de refroidissement est donc calculée à partir de l’énergie solaire et de la ventilation naturelle.

Prefroidissement = Gain – Pventilation [W.m-2] Équation 6

b) Exemples de calculs

Deux bilans thermiques ont été réalisés pour la France : un dans le Sud-Est (conditions climatiques de Bellegarde près de Nîmes) et un dans le Nord-Ouest (conditions climatiques de Carquefou près de Nantes).

Les hypothèses qui ont été prises dans le calcul sont les suivantes :

- Le type de serre est identique dans les deux cas : serre verre simple paroi (type de serre majoritaire dans le parc de serre français).

- Les températures de consignes de nuit et de jour sont les mêmes.

- Les calculs ont été réalisés avec et sans ombrage.

- Les conditions climatiques correspondent à l’année 2005.

Bellegarde (Nîmes)

Type de serre Verre simple paroi transmission lumineuse 80 % Présence écran ombrage Non Oui mis en place à partir de 400 W/m²

(trans = 0,48) Tconsigne nuit (°C) 15 Tconsigne jour (°C) 18 Humidité relative (%) 75 Tdébut refroidissement (°C) 26 Tmaximale dans la serre (°C) 30 Puissance à installer (W/m²) 627 500 Quantité de chaleur à extraire (kWh/m²/an) 873 736

Illustration 9 – Exemple de dimensionnement des besoins en refroidissement d’une serre à Bellegarde (conditions climatiques de Nîmes)



Carquefou (Nantes)

Type de serre Verre simple paroi transmission lumineuse 80 % Présence écran ombrage Non Oui mis en place à partir de 400 W/m²

(trans = 0,48) Tconsigne nuit °C 15 Tconsigne jour °C 18 Tdébut refroidissement (°C) 26 Humidité relative (%) 75 Tmaximale dans la serre (°C) 30 Puissance à installer (W/m²) 565 452 Quantité de chaleur à extraire (kWh/m²/an)

677 592

Illustration 10 – Exemple de dimensionnement de besoins en refroidissement d’une serre à Carquefou (conditions climatiques de Nantes)

Etant donné que le rayonnement solaire est plus important dans le Sud-Est que dans le Nord-Ouest, la puissance de refroidissement à installer doit être supérieure. Les calculs montrent que la puissance, en considérant l’ombrage, doit être supérieure sur Bellegarde de 48 W/m² soit de 11 % par rapport à la puissance installée sur Carquefou.

2.2.5. Etude de cas réels

La consommation énergétique dans les serres est très hétérogène car elle dépend de plusieurs paramètres : les conditions climatiques, le pilotage de la culture (consigne de température souhaitée, variété, date de semis) et de l’outil serre.

Depuis le début des cultures sous serres chauffées, plusieurs études et expérimentations ont eu pour objectif d’optimiser la consommation énergétique de serres. Quelques organismes possèdent également des logiciels de calculs de consommations énergétiques (l’INH avec DEPERSERRE ® par exemple). La consommation énergétique des serres se situe en France, selon les régions, entre 200 et 500 kWh/m².

L’étude URE dans les serres de l’ADEME (ADEME, 2007) a permis, à partir d’une enquête réalisée auprès de 100 maraîchers (producteurs de tomates et de concombres sous serres chauffées), d’évaluer la consommation énergétique dans différentes exploitations. Les résultats sur la France entière et par bassins de production sont présentés ci après (Illustration 11). Cette consommation a été mesurée au niveau de la chaufferie, elle prend donc en compte les pertes du système. On constate que l’écart type est important ce qui indique l’hétérogénéité des cas. Ces consommations sont à corréler avec le rendement et la performance économique des exploitations.



Les résultats obtenus par calcul pour le chauffage sont proches. Pour Carquefou la consommation d’énergie calculée est de 326 kWh/m² à comparer avec 330 kWh/m² issus de l’enquête.

Pour Bellegarde, la consommation d’énergie calculée est de 272 kWh/m² à comparer avec 240 kWh/m² au niveau de BRM (Bassin Rhône Méditerranée).

Au niveau du refroidissement, il n’est pas possible d’effectuer une comparaison puisque les serres ne sont pas équipées de systèmes de refroidissement.

Strates taille d’exploitation

Consommation moyenne

(kWh PCI/m²)

FRANCE BRM Bretagne Nord-Est Val de Loire

Sud-Ouest

Conso moyenne 320 240 400 354 330 277 Ensemble des exploitations

Ecart type 127 108 143 82 90 59

Illustration 11 - Moyenne des consommations énergétiques par bassin (Source : Etude URE ADEME, 2007)

En conclusion : à partir des besoins calculés en chauffage et en refroidissement de la serre, nous allons pouvoir dimensionner les besoins en eau du système



3. Bilan thermique au niveau du système d’échange

3.1. LE SYSTEME D’ECHANGE

Le concept de la « serre capteur d’énergie » consiste à stocker l’excès d’énergie solaire au printemps et en été afin de l’utiliser l’hiver.

Plusieurs techniques existent pour stocker cette énergie, dont celle qui nous intéresse dans cette étude, qui utilise la capacité de stockage thermique que peuvent présenter les aquifères. Le principe est le suivant :

- en été, le dispositif sert à refroidir les serres : de l'eau est pompée dans le premier puits (puits froid), se réchauffe en refroidissant la serre, pour être réinjectée réchauffée dans le deuxième puits (puits chaud) ;

- en hiver, le dispositif sert à chauffer les serres grâce à une inversion du circuit : de l'eau est pompée dans le puits chaud, se refroidit en réchauffant la serre, et est réinjectée dans le premier puits (puits froid).

La difficulté rencontrée dans ce projet consiste à dimensionner le système d’échange thermique entre l’eau des puits et l’atmosphère sous serre, dans des conditions de fonctionnement qui soient compatibles avec les débits d’eau que l’on peut soutirer et injecter dans les nappes. En effet, il est plus facile de dimensionner et de changer des équipements thermiques en surface, que de devoir modifier les diamètres des forages, effectués en début d’installation des équipements, et nécessitant des investissements importants.

C’est pourquoi nous choisissons d’utiliser le débit d’eau comme facteur limitant dans les calculs de dimensionnement, en fixant les températures dans chaque puits et non en les déterminant par bilan thermique dans la serre. Cette méthode permet de déterminer les débits maxima et de dimensionner ensuite les forages.

3.1.1. Les équipements

Pour transférer l’énergie de la serre à l’aquifère, des échangeurs thermiques de type eau/air sont utilisés.

Le dimensionnement des installations de serres semi fermées sans pompe à chaleur ne semble pas envisageable, contrairement à ce qui était prévu initialement dans la définition de l’étude. En effet, la pompe à chaleur va permettre d’ajuster les niveaux de températures de l’eau au niveau des puits chaud et froid qui n’auraient pas atteint des températures suffisantes par simple échange thermique avec l’atmosphère sous serre. Elle permet également de palier les fluctuations de température dans l’aquifère, ce qui a pour conséquence de mieux satisfaire les besoins énergétiques au niveau de la serre en apportant la puissance requise.



a) Les échangeurs

Le principe de l’échangeur de chaleur consiste à transmettre la chaleur d’un fluide à un autre. Dans les échangeurs les plus courants, les deux fluides sont séparés par une paroi au travers de laquelle les échanges s’effectuent par conduction, la transmission de chaleur fluides-paroi se fait essentiellement par convection. Plusieurs technologies d’échangeurs existent. Une classification peut être établie d’après le sens relatif des écoulements des deux fluides. On distingue ainsi :

- les échangeurs à courants parallèles : les deux fluides s’écoulent parallèlement et dans le même sens.

- les échangeurs à contre-courant : les deux fluides s’écoulent en sens contraires.

- les échangeurs à courants croisés, avec ou sans brassage : les deux fluides s’écoulent perpendiculairement.

Un échangeur thermique se caractérise par sa puissance d’échange. L’optimum est d’avoir une puissance d’échange importante avec la plus faible surface d’échange et le moins de pertes de charge possible.

b) La pompe à chaleur

Une pompe à chaleur est un dispositif permettant de transférer de l'énergie (chaleur) d'un milieu à basse température vers un milieu à plus haute température. Ce transfert nécessite un apport d'énergie, généralement électrique (Illustration 12). L'intérêt du système réside dans le fait que l'énergie transférée pour les besoins de chauffage est supérieure à l'énergie nécessaire pour faire fonctionner le dispositif. Les pompes à chaleur disponibles sur le marché les plus courantes sont les pompes Eau/Eau, Air/Air, Eau/Air et Air/Eau.

Cette opération nécessite de l’énergie électrique pour alimenter le compresseur (Illustration 13) et l’utilisation d’un fluide frigorigène dont le changement d’état (vapeur ou liquide) permet de transférer les calories (chaleur) captées dans le milieu extérieur vers le logement. Les pompes à chaleur peuvent, à l’inverse, servir pour le refroidissement ou la climatisation, en inversant le circuit de fonctionnement.

Le coefficient de performance (COP) est défini comme le rapport entre l’énergie totale restituée par la pompe à chaleur, et l’énergie qui doit être fournie pour la faire fonctionner. Cette valeur est définie dans des conditions de référence de la machine (température du milieu extérieur et température fournie au système de chauffage par exemple). Le COP peut varier de 4 à 5, voire plus pour des machines plus récentes (ADEME/Brgm, 2004).



© ADEME BRGM Source : http://www.geothermie-perspectives.fr

Illustration 12 – Principe de fonctionnement d’une pompe à chaleur

© BRGM-im@gé Source : http://www.geothermie-perspectives.fr

Illustration 13 – Schéma de fonctionnement PAC à compression (cas de la production de chaleur)

3.1.2. Calcul des débits d’eau nécessaires

Pour calculer les débits d’eau nécessaires, nous allons partir des puissances nécessaires calculées précédemment pour le refroidissement et le chauffage des serres. Au niveau du système d’échange, nous faisons l’hypothèse que nous avons deux régimes de fonctionnement : le premier pendant la période estivale et le deuxième pendant la période hivernale (Illustration 14).



Tair ~ 30 �C

Tair ~ 21 �CTeau ~ 10 �C

Teau ~ 25 �C

Circuit d’eau

Echangeur Air/Eau

Tair ~ 30 �C


Teau ~ 25 �C

Circuit d’eau

Echangeur Air/Eau

Tair ~ 15 �C


Teau ~ 25 �C

Circuit d’eau

Echangeur Air/Eau

Tair ~ 15 �C


Teau ~ 25 �C

Circuit d’eau

Echangeur Air/Eau

Illustration 14 - Température au niveau du système d’échanges

A partir du bilan énergétique du circuit d’eau côté puits (Equation 7) et en faisant l’hypothèse que la différence de température entre le puits chaud et le puits froid est de 15 °C, quelle que soit la saison comme indiqué dans l’illustration précédente, soit par exemple 25 °C dans le puits chaud et 10 °C dans le puits froid, on peut en déduire le débit d’eau nécessaire en provenance de l’aquifère.

�� ρ��

��

∆=� [m3/h] Équation 7

Avec � P : puissance thermique échangée côté serre, calculée au chapitre 2 (W/m²) ; � ∆T = 15 °C pour cette étude ; � Cp : capacité calorifique massique de l’eau (à 20 °C, Cp = 4183 J/kg °C) ; � ρ : masse volumique de l’eau (à 20 °C, ρ = 998 kg/m3)

Cette relation montre que le débit va dépendre de la différence de températures. Pour une même puissance donnée, le débit sera moins important si l’écart de température est élevé (Illustration 15).

Evolution du débit en fonction de la différence de température pour une puissance de 500 W

0

100

200

300

400

500

10 15 20

∆∆∆∆T

Déb

it en

m3 /h

/ha

Illustration 15 – Evolution du débit en fonction de la différence de température



Cette illustration montre bien que si l’on veut limiter les débits, donc les travaux de forage et les investissements liés, il faut optimiser le système en augmentant l’écart de température entre les puits (par ajout d’une pompe à chaleur). Ce calcul simple permet de voir que le débit nécessaire peut être divisé par deux, et dans ce type de forage ce facteur peut considérablement changer les perspectives et résultats finaux du projet.

a) Résultats

Nous supposons dans la suite de ce chapitre que les températures d’eau disponible dans les puits froid et chaud sont effectivement de 10 °C et 25 °C respectivement. Cette hypothèse est justifiée par le fait que nous disposons d’une pompe à chaleur qui permet d’ajuster la température de l’eau en sortie de l’échangeur air/eau de la serre. Cette hypothèse nous permet en outre de déterminer les débits nécessaires au chauffage ou refroidissement de la serre, et de calculer l’énergie stockée dans chacun des puits.

Etant donné que la puissance pour refroidir la serre est plus importante que celle pour chauffer, les calculs de débit ont été effectués à partir de cette puissance.

Les deux illustrations suivantes (Illustration 16 et Illustration 17) présentent les débits moyens et maximaux. Les débits les plus importants sont atteints pendant la période estivale. Le débit maximal sur Bellegarde est de 288 m3/h/ha (mois de juillet) et sur Carquefou de 275 m3/h/ha (mois de juin). Le tableau ci dessous permet de préciser, pour les différentes tranches de débits, le nombre d’heures sur l’année où ces débits sont sollicités. Un débit supérieur à 250 m3/h/ha est sollicité pendant 210 heures sur Bellegarde et pendant 14 heures sur Carquefou. La quantité d’eau nécessaire par m² sur une année est de 42 m3 sur Bellegarde et de 34 m3 sur Carquefou.

Ces quantités d’eau sont relativement importantes.

Débit moyen sollicité au niveau de l'aquifère

0102030405060708090

100

janvier

févrie

r mar

sav

ril mai juinjuille

tao

ût

septe

mbre

octob

re

nove

mbre

déce

mbre

Mois

m3 /h

/ha


Illustration 16 – Evolution du débit moyen par mois



� Débit maximal sollicité au niveau de l'aquifère

0

50

100

150

200

250

300

350

janvie

r

févrie

r mar

sav

ri l mai juinjuille

tao

ût

septe

mbre

octob

re

nove

mbre

déce

mbre

Mois

m3 /h

/ha


Illustration 17 – Evolution du débit maximal par mois

Bellegarde Carquefou Débit en m3/h/ha Nombre d’heures par an Nombre d’heures par an

>0 4545 4599 >50 2469 2101

>100 1896 1565 >150 1195 785 >200 667 279 >250 205 14 >280 5 0

Illustration 18 – Comparaison des nombres d’heures de fonctionnement en fonction des classes de débit pour Bellegarde et Carquefou

b) Balance énergétique au niveau de l’aquifère

A partir des besoins en chaud et en froid, on peut en déduire les débits engendrés et les quantités d’eau chaude et d’eau froide produites et stockées dans l’aquifère. En effet, pendant la période hivernale de l’eau froide sera produite et stockée dans le puits froid (hypothèse de température de 10 °C). Pendant la période estivale, le système est réversible et permettra de produire de l’eau chaude (hypothèse de température de 25 °C) qui sera stockée au niveau du puits chaud. L’illustration suivante (Illustration 19) présente les quantités d’eau produites pendant l’année sur Bellegarde.

Ce graphique montre que, dans les conditions climatiques de Bellegarde, la quantité d’eau à 25 °C produite est très importante. Ceci est lié aux besoins en froid qui sont plus importants. Les besoins en chauffage étant beaucoup moins importants, pour réaliser un équilibre thermique au niveau de l’aquifère, il est nécessaire de dissiper une partie de cette énergie stockée. Dans les hypothèses de ce calcul, le rapport de la quantité d’eau chaude produite sur la quantité d’eau froide est de 3, ce qui permet d’en déduire que 1 ha de serre peut contribuer à chauffer 3 ha.



Quantité d'eau produite par mois sur une année à Bellegarde (Nîmes)

0,E+001,E+042,E+043,E+044,E+045,E+046,E+047,E+04

janvie

r

févrie

r

mars avril

maijui

njui

llet

août

septe

mbre

octobre

nove

mbre

décembr

e

Mois

m3 /h

a

eau à T = 10 °C eau à T = 25 °C

Illustration 19 – Quantité d’eau produite par mois à Bellegarde (Nîmes)

L’illustration suivante (Illustration 20) présente les quantités d’eau produites pendant l’année sur Carquefou.

Ce graphique montre que, dans les conditions climatiques de Carquefou, le déséquilibre entre la production d’eau chaude et d’eau froide est moins grand que dans le cas de Bellegarde. En effet, les besoins en froid sont moins importants que dans le Sud-Est et les besoins en chaud sont plus élevés. Dans les hypothèses de ce calcul, le rapport de la quantité d’eau chaude produite sur la quantité d’eau froide est de 2, ce qui permet d’en déduire que 1 ha de serre peut contribuer à chauffer 2 ha.

Quantité d'eau produite par mois sur une année à Carquefou (Nantes)

0,E+00

1,E+04

2,E+04

3,E+04

4,E+04

5,E+04

6,E+04

janvier

févrie

r mar

sav

ril mai ju injuille

tao

ût

septe

mbre

octob

re

nove

mbre

déce

mbre

Mois

m3 /

ha

eau à T = 10 °C eau à T = 25 °C

Illustration 20 – Quantité d’eau produite par mois à Carquefou (Nantes)



3.1.3. Dimensionnement thermique avec les échangeurs FiWiHEX

Cette partie montre un premier exemple de dimensionnement des équipements nécessaires pour une serre semi fermée. Les calculs ont été réalisés sur une serre de 1 ha dans les conditions climatiques de Bellegarde (Nîmes) et de Carquefou (Nantes) par la société ESETA. La consigne de température minimale dans la serre est de 16 °C (de nuit pendant la période hivernale) et la température maximale de 30 °C (pendant la période estivale).

Les équipements pris en compte sont les suivants :

- une pompe à chaleur : elle permet de produire l’eau froide nécessaire pour l’été et de remonter les températures de l’eau du puits chaud ;

- un échangeur intermédiaire eau/eau est utilisé entre l’eau de l’aquifère et le circuit d’eau en serre ;

- des réservoirs : ils permettent de disposer d’un stockage journalier et d’éviter de pomper en permanence dans l’aquifère. Ce réservoir permet également de limiter le débit de pompage au niveau de l’aquifère.

Pour tout projet, il sera nécessaire de mener une étude approfondie avec un bureau d’études ou l’installateur afin d’affiner ces calculs.

a) Résultats pour le cas Sud-Est

Source : ESETA, 2006 Poste Valeur Unité

Echangeurs Puissance de refroidissement 650 W/m² Nombre d’échangeurs FiWiHEx 240 soit 1/42 m² Débit maximal dans le circuit 280 m3/h

Pompe à chaleur Température de l’eau froide produite 9 °C Température de l’eau chaude produite 50 °C Puissance 800 kW

Réservoirs Capacité des réservoirs -froid : 1000

-chaud : 1000 m3

m3 Caractéristiques de l’aquifère

Débit maximal au niveau de l’aquifère 140 m3/h Température de l’eau chaude injectée dans l’aquifère

27 °C

Température de l’eau froide injectée dans l’aquifère

10 °C



b) Résultats pour le cas Nord-Ouest

Source : ESETA, 2006 Poste Valeur Unité

Echangeurs Puissance de refroidissement 500 W/m² Nombre d’échangeurs FiWiHEx 167 soit 1/60 m² Débit maximal dans le circuit 239 m3/h

Pompe à chaleur Température de l’eau froide produite 9 °C Température de l’eau chaude produite 50 °C Puissance 800 kW

Réservoirs Capacité des réservoirs -froid : 700

-chaud : 700 m3

m3 Caractéristiques aquifères

Débit maximal au niveau de l’aquifère 120 m3/h Température de l’eau chaude injectée dans l’aquifère

27 °C

Température de l’eau froide injectée dans l’aquifère

10 °C

On constate que le débit d’eau et le nombre d’échangeurs dans le cas du Nord-Ouest sont plus faibles car la puissance requise est moins importante.

Les réservoirs permettent de diminuer les débits d’eau au niveau de l’aquifère.

En conclusion : cette partie a permis d’évaluer les puissances nécessaires pour maîtriser le climat dans la serre pendant la période hivernale et estivale. Le bilan au niveau du système d’échange montre que les débits d’eau engendrés sont importants et que l’utilisation d’une pompe à chaleur s’avère indispensable pour optimiser le fonctionnement du système et limiter les quantités d’eau nécessaires. La partie suivante va permettre d’analyser les paramètres à prendre en compte pour effectuer un stockage thermique en aquifère.



4. Stockage thermique en aquifère : un rapide état de l’art

Cette partie propose une synthèse bibliographique rapide sur cette géothermie particulière qu’est le stockage thermique en aquifère.

4.1. GEOTHERMIES ET STOCKAGE THERMIQUE

4.1.1. « Des » géothermies

Commençons cet état de l’art en replaçant l’utilisation du stockage thermique en aquifère peu profond, tel qu’il est envisagé dans cette étude de préfaisabilité, par rapport à la géothermie. Du grec gêo (terre) et thermos (chaud), la géothermie au sens large est basée sur le principe de l’utilisation de la chaleur naturelle contenue dans le sous-sol ou dans l’eau des aquifères en profondeur, réchauffée au contact des roches. Cette chaleur naturelle est principalement produite par la désintégration d’éléments radioactifs contenus dans le noyau de la Terre. Le flux géothermique qui en résulte engendre un accroissement de la température des roches avec la profondeur. A l’échelle de la planète, le gradient géothermal est de l'ordre de +3,3°C par 100 m. Mais il est en réalité très variable : il peut atteindre des valeurs très nettement supérieures dans les zones actives du globe, liées à la tectonique des plaques (+10°C/100m, voire +30°C/100m dans les zones volcaniques à la frontière des plaques lithosphériques), et il peut varier au sein même de zones continentales stables (bassins sédimentaires, roches plutoniques profondes). Ainsi en France, le gradient géothermal moyen est d’environ +4°C/100 m, mais il varie de +10°C/100m dans le Nord de l’Alsace à +2°C/100m seulement au pied des Pyrénées (ADEME/Brgm, 2004).

Il serait d’ailleurs plus juste de parler de géothermies au pluriel, puisque différents types de géothermies existent, en fonction des températures utilisées, et donc des profondeurs d’exploitation (Illustration 21) :

- Géothermie très basse énergie : elle concerne les aquifères peu profonds d’une température inférieure à 30°C, température très basse qui nécessite généralement l’adjonction d’une pompe à chaleur (PAC) pour une utilisation en chauffage ou climatisation ;

- Géothermie basse énergie : appelée également basse température, ou basse enthalpie, elle consiste en l’extraction d’une eau à moins de 90°C dans des gisements situés entre 1500 et 2500 mètres de profondeur ; l’essentiel des réservoirs exploités se trouve dans les bassins sédimentaires, avec des roches poreuses (grès, sables) imprégnées d’eau ; le niveau de chaleur permet le chauffage des habitations et de certaines applications industrielles ;

- Géothermie moyenne énergie : elle se présente sous forme d’eau chaude ou de vapeur humide à une température comprise entre 90 et 150°C. Elle se retrouve (i)



soit dans les zones propices à la géothermie haute énergie, mais à une profondeur inférieure à 1000 mètres, (ii) soit dans les bassins sédimentaires, à des profondeurs de 2000 à 4000 mètres. Pour produire de l’électricité, il est nécessaire d’utiliser un fluide intermédiaire.

- Géothermie haute énergie : elle concerne les fluides avec des températures supérieures à 150°C. Les réservoirs, généralement localisés entre 1500 et 3000 mètres de profondeur, sont situés dans des zones de gradient géothermal anormalement élevé. Le fluide peut être capté sous forme de vapeur humide ou sèche pour la production d’électricité.


Illustration 21 – Les diférents types de géothermies en fonction de l’énergie

En fonction des températures, différentes utilisations de la géothermie sont possibles, qui sont présentées dans le graphique suivant (Illustration 22). Le thermalisme (qui a été la plus ancienne utilisation de la géothermie), la production d’électricité et le chauffage urbain sont les applications les plus connues et les plus répandues. Mais d’autres gammes d’usages sont possibles dans l’agriculture avec le chauffage de serres (comme la serre de plantes tropicales de Lamazère, dans le Gers, avec 3,6 hectares de serres verre chauffés par un puits unique de 1700 m qui capte des eaux à 57°C), dans la pisciculture pour le maintient d’une eau chaude à l’année (en fonction de sa qualité, l’eau chaude est utilisée directement ou au travers d’un échangeur), dans l’industrie (la majorité des usages industriels directs a lieu entre 100 et 200°C, lavage de la laine, séchage, etc.), et enfin loisirs.




Illustration 22 – Les différentes utilisations de la géothermie en fonction des températures

4.1.2. Différentes utilisations de l’énergie dans le proche sous-sol

Dans la tranche supérieure de quelques dizaines à quelques centaines de mètres, les nappes souterraines présentent des températures variant de 10°C à 30°C environ, en fonction de la profondeur. L’utilisation d’une pompe à chaleur (PAC) est le plus souvent nécessaire.

a) Pompe à chaleur sur nappe, avec rejet en surface ou en nappe

Plusieurs dispositifs dits « ouverts » existent pour exploiter les calories des eaux souterraines :

- soit des systèmes à puits unique, où l’eau pompée dans l’aquifère est rejetée dans le réseau de surface (rivière, etc.) une fois ses calories récupérées par la PAC ; c’est le plus économique à l’investissement mais il ne permet pas d’envisager le stockage d’énergie et peut entraîner la surexploitation hydraulique de l’aquifère ;

- soit des systèmes à doublet de forages (pompage et injection), où l’eau puisée dans un forage est rejetée dans un forage voisin ; cette deuxième solution permet d’éviter les risques de surexploitation hydraulique de l’aquifère (Ausseur et al., 1982), mais demande en revanche un investissement plus lourd, et un



dimensionnement plus poussé de l’installation (connaissance de l’aquifère, difficultés liées à la réinjection en forage, etc.).


Illustration 23 – Dispositifs d’exploitation de pompes à chaleur sur nappe

b) Sondes géothermiques

Lorsqu’il n’y a pas d’eau dans le proche sous-sol, ou dans le cas où un aquifère est présent mais ne présente pas de caractéristiques hydrodynamiques telles qu’il puisse être exploité par forages, il est possible d’exploiter la chaleur par des systèmes dits « fermés ». On utilise, en association avec une pompe à chaleur, des sondes géothermiques, capteurs enterrés horizontaux ou verticaux, et chargés d’un fluide caloporteur dont la circulation permet de récupérer l’énergie du sous-sol. La technique des sondes géothermiques verticales est très développée en Suisse. La puissance d’extraction dépend à la fois du type de terrain, et de la configuration de la sonde géothermique (et notamment de la surface d’échange et de la qualité du contact thermique avec le terrain). Elle est de l’ordre de 50 W/m2.

2 Source : « Dimensionnement de sondes géothermiques verticales et exploitation de l’énergie d’aquifères peu profonds », cours bloc de formation continue en géothermie basse température, CREGE (Centre de Recherche en Géothermie), Université de Neuchâtel, Suisse, Octobre 2006.




Illustration 24 – Exemples d’installations de sondes géothermiques verticales ou horizontales

4.1.3. Exploitation géothermique des aquifères peu profonds

a) Stabilité en température – systèmes à balayage

Dans le cas d’exploitation d’aquifères peu profonds (de l’ordre de 10 à 200 m), les eaux souterraines ne sont pas « chaudes » à proprement parler, mais plutôt stables en température. Elles subissent peu les fluctuations de températures de l’air extérieur, et restent au cours de l’année à une température à peu près constante et proche de la température moyenne annuelle de l’air du lieu considéré (par exemple, 1415°C près de Nîmes, et 12-13°C près de Nantes). En conséquence, les eaux souterraines seront plus chaudes que l’air extérieur en hiver, et réciproquement plus froides en été. C’est cet écart de température qui peut être exploité dans le cas de systèmes dits « à balayage », c'est-à-dire sans stockage thermique, avec rejet dans le réseau de surface, ou dans un forage voisin (Illustration 23).

En France, l’utilisation de ce type de systèmes est très répandue dans le bassin parisien, principalement pour le chauffage de bâtiments ou de maisons particulières (Schomburgk et al., 2004, Gourmet, 2004). Des exemples de dimensionnement de doublets de forages à balayage avec pompe à chaleur sur nappe sont donnés à titre d’exemples dans ces mêmes documents :

- Théâtre des Célestins à Lyon : surface rafraîchie de 1500 m2, débit nominal de 60 m3/h pour une profondeur d’une vingtaine de mètres dans la nappe des alluvions du Rhône ;

- Ancien collège des Bernardins, Paris V : surface rafraîchie de 3000 m2, débit nominal de 60 m3/h pour une profondeur de l’ordre de 30 m principalement dans les alluvions, et les calcaires du Lutécien ;



- Ecole de musique du Château de Fontainebleau : surface rafraîchie de 1700 m2, débit nominal de 35 m3/h pour une profondeur de 70 m environ.

b) Stockage thermique – doublet de forages réversibles

Le cas qui nous occupe dans la présente étude est celui du système à doublet géothermique, avec puits « froid » et puits « chaud », qui implique une inversion, c’est à dire que chaque forage devienne alternativement forage de pompage ou de réinjection en fonction de la saison. Le schéma de principe en a été présenté dans l’introduction (Illustration 1).

Les matériaux géologiques présentent une faible conductivité thermique qui laisse espérer une diffusion lente de l’énergie et des pertes thermiques modérées (Chevalier et al, 1997). Le système à puits chaud/puits froid présente un rendement plus élevé que celui d’un système à balayage, avec une récupération supérieure de 10 à 15% (Babot, 1982). De plus, il se crée au cours du temps un « coussin » thermique autour de chaque forage, avec transmission des températures aux épontes supérieure et inférieure ainsi qu’au milieu aquifère environnant, qui constitue une protection contre les pertes diffusives extérieures (Ausseur et al., 1982). Cette transmission des températures permet en effet de diminuer les écarts thermiques et donc les gradients de températures auxquels les flux d’énergie sont proportionnels (cf. §Erreur ! Source du renvoi introuvable.).

En recyclant ainsi de façon saisonnière les « stocks » d’eau chaude et d’eau froide constitués, le système à doublet de forages réversibles limite les risques de réchauffement (ou de refroidissement) en masse de l’aquifère dans une utilisation sur le long terme. Par exemple, les aquifères à plusieurs endroits près de Winnipeg, au Canada, ont été réchauffés de plusieurs degrés suite à la réinjection continuelle d’eau chaude issue du refroidissement d’applications industrielles (Ferguson & Woodbury, 2004). Outre les problèmes environnementaux que cela peut causer sur le long terme, cela induit également une baisse de rendement du système.

4.2. QUELQUES EXEMPLES D’APPLICATIONS DE PAR LE MONDE

Quelques exemples d’applications de par le monde sont indiqués dans les paragraphes suivants. Expériences à petite échelle, et applications opérationnelles de plus grande envergure, la liste n’est bien sûr pas exhaustive. Elles sont notées à titre d’exemples, pour brosser un portrait de la variété des contextes hydrogéologiques sur lesquels elles s’appliquent, et pour l’expérience qu’elles apportent.

Pour la définition des paramètres thermiques et hydrogéologiques, on se référera au chapitre suivant, §5.



4.2.1. Des expériences de recherche « grandeur nature »

Quelques expériences « grandeur nature », le plus souvent réalisées dans le cadre de projets de recherche, peuvent être trouvées dans la littérature. Elles sont parfois menées pour confronter des résultats de modèles avec des mesures in situ.

a) Campuget, Gard (France)

A la fin des années 1970, une expérience de stockage saisonnier a été menée à Campuget, dans le Gard), sur le site de serres chauffées par pompe à chaleur (Iris, 1980). L’expérience s’est déroulée de juillet 1977 (début du stockage) à mars 1978 (début du déstockage). Un des intérêts de cette expérience est la proximité géographique du site avec celui du Ctifl de Balandran, et la similitude de leurs contextes hydrogéologiques.

• Caractéristiques hydrodynamiques du site

L’aquifère testé est la nappe superficielle située dans les alluvions du Rhône, entre 2 et 11 mètres sous la surface du sol. L’aquifère est constitué de galets très perméables dans la partie haute (entre 1 et 8 m), et de sables dans la partie basse (entre 8 et 11 m), avec des perméabilités de 6.10-4 m/s et 10-5 m/s respectivement. Ces formations aquifères reposent sur un substratum de marnes épaisses et imperméables. Elles contiennent une nappe libre, dont le niveau piézométrique est situé en moyenne à 4 m sous la surface. L’année de l’expérience, des précipitations plus importantes qu’à la normale avaient cependant entraîné une remontée du niveau piézométrique jusqu’à 2 m sous la surface du sol. La température naturelle de la nappe est de 14,5°C, et les vitesses d’écoulement naturel sont assez faibles, de l’ordre de 5 cm/jour.

• Caractéristiques du test

- 20 000 m3 d’eau réchauffée à 33,2°C en passant dans la serre, ont été stockés de juillet à septembre 1977. En fin d’injection, le stock d’eau chaude occupe dans la nappe un volume d’environ une centaine de mètres de diamètre sur une dizaine de mètres d’épaisseur ;

- période d’attente de un mois et demi : chute moyenne de 3°C sur l’ensemble du site ;

- de novembre 1977 à mars 1978 : déstockage de 17 000 m3 d’eau à une température décroissant de 30°C à 14,5°C au cours de l’hiver.

La méthodologie retenue pour interpréter l’expérience a été :

- mesure in situ de tous les paramètres hydrauliques (sauf la dispersivité) et thermiques de l’aquifère ;

- lors de la phase d’injection estivale, diagraphies thermiques quotidiennes dans les forages répartis sur l’ensemble du domaine (environ 7 000 m2) occupé par la « bulle » d’eau chaude ;



- simulation numérique sur un modèle aux éléments finis multistrate et à symétrie cylindrique, et comparaison mesures/modèle.

• Résultats et conclusions

Globalement, le taux de récupération de la chaleur stockée pendant l’été a été de 18,5% (calcul effectué en référence à la température naturelle de la nappe (cf. la définition §6.2.4). Le bilan des pertes thermiques expliquant ce faible résultat est le suivant, exprimé en pourcentage relatif de l’ensemble des pertes (Iris, 1979) :

- 44% : pertes par diffusion thermique aux limites du stock ;

- 41% : pertes par échange avec l’atmosphère ;

- 8% : pertes par circulation naturelle dans la nappe ;

- 4% : pertes par échange avec les argiles sous-jacentes ;

- 3% : pertes par infiltration des eaux de pluie.

Du fait de la faible profondeur de la nappe, les pertes thermiques dues aux échanges avec l’atmosphère sont très importantes. Elles deviendraient négligeables à pus grande profondeur. De même, les pertes thermiques par diffusion dans le milieu sont prépondérantes dans ce cas, et auraient tendance à diminuer en valeur relative dans les nappes épaisses (supérieures à 10 m), et pour des volumes de stockage plus importants (50 000 à 106 m3).

b) Montreuil-sous-Bois, Paris (France)

A Montreuil-sous-Bois, dans la banlieue de Paris, une expérience grandeur nature de stockage de chaud et de froid par doublet géothermique, a fonctionné à partir de 1982 et pendant une dizaine d’années (Iris et al., 1985). Il a concerné le chauffage et le refroidissement de 45 000 m2 d’immeubles de bureau. Le système était composé de 10 pompes à chaleur avec une puissance thermique totale de 4,4 MW. Les deux forages du doublet sont crépinés entre 45 m et 65 m de profondeur, le débit maximum est de 120 m3/h, et la température moyenne de l’aquifère est de 14°C.

c) Capua, région de Naples (Italie)

(Carotenuto et al., 1991), présentent un doublet de forages expérimental dont l’objectif était de démontrer la faisabilité technique du stockage d’eau chaude dans un aquifère, et de valider un modèle physique simplifié et un code numérique aux différences finies associé, ainsi que la méthodologie développée pour évaluer les différents paramètres qui entrent en jeu dans ce modèle (caractéristiques hydrauliques et thermiques de l’aquifère).

Les auteurs définissent ainsi les caractéristiques de l’« aquifère de référence », les mieux adaptées pour le stockage de chaleur :

- aquifère captif et saturé par un fluide monophasique ;



- profondeur comprise entre 25 et 100 m ;

- interfaces entre couches (aquifère, épontes supérieure et inférieure) horizontales ;

- porosité de l’ordre de 30% ;

- perméabilité liée seulement à la porosité (incompressibilité du fluide) ;

- vitesse d’écoulement de la nappe (au sens de Darcy) n’excédant pas 5 cm/j.

Un modèle physique simplifié est alors développé qui remplit les hypothèses associées à ces caractéristiques (par exemple, homogénéité et isotropie du milieu poreux, incompressibilité du fluide, écoulement laminaire, etc.).

• Caractéristiques hydrodynamiques du site

Ce doublet a été implanté près de Capua (région de Naples) dans un aquifère captif à 42 m de profondeur, de 6 m d’épaisseur (sable grossier et graviers), encadré par deux couches d’argiles de 10 et 2 m d’épaisseur. La coupe géologique est donnée figure suivante (Illustration 25). La perméabilité de l’aquifère est de l’ordre de 40% (mesure sur les échantillons de terrain issus des forages). La dispersivité longitudinale est de 3 m. La vitesse écoulement local de la nappe (vitesse de filtration, ou vitesse de Darcy) a été évaluée à partir d’une valeur de perméabilité, et du gradient hydraulique de la nappe (estimé à partir d’une carte piézométrique établie sur 13 piézomètres dans les environs du site). La région est relativement plate (plaine alluviale), et le gradient est de 1 m/km, soit 1‰. La vitesse de Darcy résultante est de l’ordre de 0,9 cm/j. La température naturelle moyenne de l’aquifère est de 16°C.



Illustration 25 – Colonne stratigraphique et coupe technique de forage (Carotenuto et al., 1991)

• Caractéristiques du doublet et du test

Les deux forages du doublet sont en gros diamètre (500 mm), et distants de 180 m. Cette distance est plus de deux fois supérieure au rayon thermique (cf. §Erreur ! Source du renvoi introuvable.) pour limiter les risques d’interférence d’un forage sur l’autre. Ce doublet expérimental a été testé à un débit de 34 m3/h, sur une durée de 37 jours, selon le calendrier suivant :

- 15 jours : pompage de l’eau à 16°C dans le puits n°2 au débit de 34 m3/h, chauffage de l’eau à 40°C, et réinjection dans le puits n°1 ;

- 7 jours : période de repos (pas de pompage ni d’injection) ;

- 15 jours : pompage des eaux stockées au débit de 34 m3/h dans le puits n°1, et réinjection dans le puits n°2.

• Résultats et conclusions



Les températures mesurées et modélisées sont comparées pour éprouver la validité du modèle (Illustration 26). La comparaison montre une adéquation jugée satisfaisante entre les mesures et les résultats du modèle, et les auteurs concluent à la validité de la méthodologie développée (détermination de paramètres, modèle physique simplifié basé sur les hypothèses valides pour un « aquifère de référence », et code numérique associé) comme outil d’ingénierie pour le dimensionnement d’un système de stockage d’énergie thermique.

Les résultats expérimentaux amènent aussi plusieurs commentaires :

- lors du re-pompage des eaux stockées, la diminution de la température apparaît assez rapide : d’un peu moins de 40°C en début de période, elle chute à près de 20°C à la fin des 15 jours ;

- sur cette expérience de courte durée, le taux de récupération de l’énergie stockée, calculé sur la base des températures mesurées, est de 52%. Ce chiffre est en accord avec nos résultats théoriques (cf. §6.3). Il est intéressant de remarquer que ce taux de récupération reste finalement limité. Plusieurs raisons pourraient être invoquées : peu d’inertie thermique du fait du faible volume stocké sur une courte période de 15 jours, et aussi un entraînement du stock d’eau par l’écoulement de la nappe, même si celui-ci reste très limité.

a) Dans le puits n°1

b) Dans le piézomètre d’observation distant de 10 m du puits n°1

Illustration 26 – Comparaison des températures mesurées et modélisees (Carotenuto et al., 1991)



d) British Columbia, près de Vancouver (Canada)

(Allen & Bridger, 2003) présentent un cas d’étude de stockage d’énergie thermique en aquifère localisé en Colombie Britannique, près de Vancouver au Canada.

Le Pacific Agricultural Research Centre Agassiz utilise cette technique pour contrôler le climat (chauffage et refroidissement) de 7000 m2 de bureaux, laboratoires, espaces industriels et serres, ainsi que pour le refroidissement de grandes chambres utilisées pour la recherche agricole. La demande en froid donc plus importante que celle en chaud, et le champ de doublets géothermiques a été dimensionné en conséquence pour éviter l’influence réciproque des stocks.

• Caractéristiques de fonctionnement du système de stockage thermique

Le champ se compose de deux forages de production « froids » et deux forages de production « chauds », profonds de 60 m, espacés de 90 m et répartis selon un arrangement trapézoïdal à proximité des bâtiments. Il comporte également un forage « puits perdu », situé à environ 150 m en aval du champ de production, pour permettre de dissiper le surplus d’eau chaude produite pendant les pics de refroidissement. Le site expérimental comporte également 3 forages de surveillance (Illustration 27).

Illustration 27 – Schéma du système de stockage thermique (Allen & Bridger, 2003)

• Caractéristiques hydrogéologiques

La géologie du site consiste en séquences de sables à grains moyens ou grossiers et de graviers d’origine fluvio-glaciaire. En général, les 30 premiers mètres comprennent des dépôts à grain grossier, et les 30 mètres inférieurs consistent en des sables à grain moyen avec occasionnellement des couches ou lentilles de matériaux à grains



plus grossiers. Ces sables et graviers contiennent une nappe libre dont le niveau piézométrique est situé à environ 4 m sous la surface du sol. Le gradient hydraulique est de 0,65 m/km, soit 0,35 ‰. Des tests de pompage et d’injection effectués dans les puits de production ont conduit à estimer les perméabilités entre 7.10-3 et 3.10-4 m/s, soit des vitesses d’écoulement de la nappe (au sens de Darcy) entre 1,7 et 39 cm/jour.

• Suivi du fonctionnement et résultats

Après une année de fonctionnement, cette expérience a permis de mettre en évidence plusieurs difficultés de fonctionnement du système. Tout d’abord, le déséquilibre (mal maîtrisé notamment par manque de suivi d’un historique des débits pompés/injectés) de production entre le chaud et le froid a conduit à une dégradation thermique de l’aquifère avec des anomalies de températures dans les puits et un réchauffement graduel. Ce premier point montre toute l’importance d’un suivi des quantités d’eau pompées/injectées pour chaque puits ainsi que des températures.

Les auteurs indiquent également la difficulté supplémentaire engendrée par l’hétérogénéité spatiale de l’aquifère, avec la présence de couches de terrains très perméables qui peuvent être continues entre les ouvrages et agir comme « courts-circuits » hydrauliques (et thermiques), et accélérer la « contamination » thermique des puits. Ce deuxième point souligne l’importance d’une bonne connaissance des caractéristiques de l’aquifère pour dimensionner les ouvrages, avec par exemple, lors de l’équipement du forage, l’isolation des horizons les plus perméables dans la couche aquifère visée, pour éviter ces risques de courts-circuits.

4.2.2. Des applications opérationnelles

Après des débuts en Chine dans les années 1980 (Wu et al., 2000), le stockage d’énergie thermique en aquifère a continué son développement et sa maturation aux Etats-Unis, avant d’investir le marché Européen. Actuellement, si le marché est bien développé en Europe du Nord, en particulier aux Pays-Bas avec plus de 400 projets recensés en 2005 (Snijders et al., 2005), en Suède (Andersson et al., 2003), en Belgique (Desmedt et al., 2007), en Allemagne avec par exemple le bâtiment du nouveau parlement à Berlin (Kabus & Seibt, 2000), il reste timide dans le Sud, avec toutefois quelques applications récentes à noter en Turquie : chauffage et climatisation d’un hôpital puis d’un supermarché (Paksoy et al., 2000 et 2004), et d’une serre expérimentale (Turgut et al., 2006).

Les Pays-Bas sont un pays particulièrement propice à cette technique de stockage d’énergie thermique en aquifère car elle conjugue plusieurs aspects :

- une géologie relativement simple, avec des formations planaires et a priori homogènes : couches de sables séparées par des couches d’argiles ;

- la présence d’aquifères sableux captifs à la fois productifs (débits importants, supérieurs à 100 m3/h) et sous couverture (limite les déperditions d’énergie vers la surface) ;



- un écoulement naturel des nappes très limité (de l’ordre de 10 à 60 mètres par an) du fait du faible relief du pays, ce qui est favorable au stockage d’énergie.

Lors d’une mission technique organisée en avril 2006 dans le cadre de ce projet, plusieurs sites aux Pays-Bas, dont deux serres et le stade multifonction « Gelredome » ont été visités. Le compte-rendu de mission, qui détaille les caractéristiques techniques de ces sites (besoins thermiques, aquifère, etc.) est repris en annexe (Annexe 3).

La partie Nord de la Belgique, région des Flandres, est dans le même contexte que les Pays-Bas, et est donc particulièrement propice au stockage thermique en aquifère (Desmedt et al., 2007). La première réalisation date de 1998, et actuellement, plus de 10 installations de grande envergure (puissance de refroidissement > 500 kW) sont en marche. La plupart des applications de stockage thermique en aquifère en Belgique concerne le secteur commercial, les hôpitaux, les immeubles de bureaux, où les puissances thermiques demandées sont importantes.

4.3. EN CONCLUSION

Cette revue bibliographique permet de mettre en exergue que le stockage d’énergie thermique en aquifère est une technologie exigeante à la fois en termes de conditions aquifères, et de mise en œuvre opérationnelle (évolution du système dans le temps, suivi des caractéristiques de l’eau, dimensionnement et entretien des forages, etc.). Au travers de ces quelques exemples, on voit déjà apparaître plusieurs points clés que l’étude de sensibilité (cf. §6) va mettre en évidence « chiffrée » :

- l’importance des conditions (hydro)géologiques : géométries des formations, épaisseurs de l’aquifère et de sa couverture, etc. ;

- la très forte influence de l’écoulement naturel de la nappe sur la faisabilité du stockage proprement dit, ce qui explique en particulier que les régions où cette technique est le plus développée soient plates comme peuvent l’être la Hollande et les Flandres.



5. Principe du stockage thermique en aquifère : notions, grandeurs, équations et unités

5.1. NOTIONS D’HYDROGEOLOGIE

5.1.1. L’eau dans le sous-sol

a) La notion d’aquifère

Le terme « aquifère » vient de l’association de deux mots d’origine latine, aqua – eau, et fer – qui porte sur soi, apporte, produit. En pratique, ce terme désigne des terrains (couches, massifs) suffisamment conducteurs d’eau pour permettre l’écoulement significatif d’une nappe d’eau souterraine écoulement, et le captage de quantités d’eau non négligeables par des ouvrages (puits, forages). Un aquifère est donc à la fois un réservoir et un conducteur d’eau.

Le comportement des eaux souterraines contenues dans les aquifères sera très variable selon les caractéristiques physiques et structurales des terrains. Les aquifères se caractérisent principalement par :

- leur lithologie, c'est-à-dire le type de roches qui composent les terrains : roches sédimentaires (calcaires, craie, grès), cristallines (granites, etc.), volcaniques (basalte, etc.) ;

- leur structure (épaisseur, morphologie des couches, plissements, fracturation, etc.) ;

- leur porosité efficace ;

- leur perméabilité.

• Porosité efficace

Pratiquement toutes les roches présentent des vides : pores des agrégats de minéraux qui les constituent, fissures plus ou moins ouvertes qui les affectent, ou les deux à la fois. Le rapport du volume de ces vides sur le volume total de roches est appelé porosité totale, notée εt, nombre sans dimension, exprimé le plus souvent en pourcentage. Elle peut être très variable, de moins de 1% à 50% environ. La porosité efficace, notée ε, représente le volume d’eau qu’un milieu peut contenir en état de saturation et libérer sous l’effet d’un drainage gravitaire, rapporté à son volume total. Elle caractérise la capacité du terrain à stocker ou libérer de l’eau (à ne pas confondre avec la perméabilité K, qui est son aptitude à laisser l’eau s’écouler, et que nous verrons plus juste après) de façon gravitaire. Dans les roches à gros grains, ou fissures ouvertes et bien connectées, la porosité efficace est quasiment équivalente à la porosité totale. Dans les argiles à pores microscopiques, la porosité efficace est quasi



nulle, toute l’eau restant liée par capillarité et ne pouvant pas être déstockée par gravité.

• Coefficient de perméabilité (de Darcy)

Le coefficient de perméabilité (au sens de Darcy, cf. §5.1.2) est un paramètre qui traduit l’aptitude du milieu aquifère à se laisser traverser par l’eau sous l’effet d’un gradient de potentiel. Il est généralement noté K, et s’exprime en m/s. La gamme de perméabilités est très vaste, de 10-2 m/s (aquifères très perméables, par exemple alluvions graveleuses), à 10-7 m/s (aquifères peu perméables, par exemple grès à grains fins contenant des argiles).

La perméabilité est un paramètre difficile à mesurer sur le terrain. On lui substitue souvent la notion de transmissivité (produit de la perméabilité par la hauteur de l’aquifère située sous le niveau de la nappe), qui peut être déterminée par essai de pompage sur des puits ou des forages. La transmissivité est souvent notée T, et s’exprime en m2/s.

• Structure des réservoirs

Deux principales catégories de réservoirs sont à distinguer, en fonction de leur perméabilité et de leur structure :

- les aquifères homogènes ou continus, à perméabilité d’interstices (milieu poreux) : nappes alluviales (sables, graviers), grès, partie des nappes des grands bassins sédimentaires ;

- les aquifères hétérogènes, ou discontinus, à perméabilité de fissures : calcaires fissurés ou karstifiés, roches volcaniques, granites.

Les principaux terrains aquifères de France sont représentés dans leur cadre géologique synthétique sur la figure suivante (Illustration 28).

Illustration 28 – Principaux terrains aquifères de France (Collin, 2004)



Il faut noter aussi qu’un aquifère sédimentaire peut être « monocouche », c’est-à-dire composé d’une seule formation géologique, ou « multicouches », c’est-à-dire constitué par une superposition de plusieurs formations géologiques de nature et perméabilité différentes, qui communiquent entre elles.

b) Deux types de nappes : nappe libre et nappe captive

La surface piézométrique représente le lieu des niveaux piézométriques. C’est une surface « idéale » qui représente la distribution spatiale des charges hydrauliques d’une nappe. On distingue deux types de nappes en fonction de la position de la surface piézométrique par rapport au toit de la formation aquifère :

- la nappe captive : nappe (ou partie de nappe) « piégée » sous une couverture géologique peu perméable, sans surface libre, donc soumise en tous points à une pression supérieure à la pression atmosphérique, et dont la surface piézométrique est supérieure au toit de l’aquifère, à couverture peu/moins perméable, qui la contient ;

- la nappe libre : nappe dont le niveau supérieur est à la pression atmosphérique (surface libre). Le niveau de cette nappe peut fluctuer et on distingue ainsi une zone saturée et une zone non saturée. Par opposition à la nappe captive, la nappe libre est soumise en tous points à la pression atmosphérique, et la surface piézométrique est inférieure au toit de l’aquifère.

Un forage ou puits est dit artésien lorsqu’il exploite une nappe captive. L’artésianisme jaillissant en est un cas particulier, l’eau monte plus haut que le niveau du sol et s’écoule spontanément à la surface.

Une nappe peut être libre à un endroit donné, et captive à un autre, en fonction de la configuration des couches de terrain, comme illustré dans l’exemple (Illustration 29).

La carte piézométrique est la représentation cartographique de la surface piézométrique de la nappe, par des lignes équipotentielles, construites par interpolation de mesures ponctuelles selon des valeurs de charges hydrauliques équidistantes (lignes isopiézes).

La carte piézométrique se construit à partir de données ponctuelles et de données topographiques (prise en compte de talwegs par exemple). C’est l’un des outils majeurs de l’hydrogéologie pour la connaissance d’un aquifère : elle permet en effet la détermination du gradient hydraulique (pente de la nappe), et le tracé des directions (perpendiculaires aux isopièzes) et des sens (des charges élevées aux charges moins élevées) d’écoulement de la nappe. Un exemple de carte piézométrique est donné en page suivante (Illustration 30).



Illustration 29 – Différents types de nappe

Illustration 30 – Exemple de carte piézométrique



c) Principaux aquifères en France

Le croisement des critères de structure, de type et de perméabilité, a permis la définition d’une typologie des aquifères de France, et leur classement selon quatre grandes catégories : bassins sédimentaires (Paris, aquitain, couloir Saöne-Rhône, etc.), aquifères alluviaux (Seine, Rhône, Durance, etc.), massifs anciens (terrains cristallins et schisteux, terrains volcaniques d’Auvergne, etc.), et régions karstiques (Jura, sud du Massif Central, garriques du Languedoc, etc.). La carte hydrogéologique de la France est donnée sur la figure suivante (Illustration 31).

Illustration 31 – Carte hydrogéologique structurale de la France (Margat, 1986)

5.1.2. Principales équations de l’hydrodynamique

a) Perméabilité - Loi de Darcy

Dans un milieu poreux, la charge hydraulique H, souvent mesurée en cote absolue (cote NGF), est confondue avec la hauteur piézométrique, niveau de l’eau mesuré dans un forage.

La loi de Darcy est une loi fondamentale de l’écoulement dans les milieux poreux, qui relie les flux s’écoulant dans la nappe à la hauteur piézométrique. Elle dit ceci : le débit



Q qui circule à travers une section s d’aquifère, perpendiculaire à la direction de l’écoulement, est proportionnel à la différence de charge par l’intermédiaire du coefficient de perméabilité K :

��

�� −= Équation 8

D’où le flux, qui transite à travers une section unité, et appelé vitesse (ou flux) de Darcy V :

��

��

� �� −=−== Équation 9

avec :

- V : la vitesse (ou flux) de Darcy ;

- K : la perméabilité du milieu aquifère ;

- dH : la différence de charge hydraulique entre deux points distants de dL ;

- i : le gradient hydraulique de la nappe, ��=

b) Porosité efficace - Vitesse réelle d’écoulement de la nappe

Dans un volume de terrain aquifère supposé saturé en eau, la fraction d’eau non liée et donc apte à circuler dans l’espace disponible est appelée porosité efficace εεεε (cf. §5.1.1). C’est un nombre sans dimension, exprimé le plus souvent en pourcentage.

��

��

�

�=ε Équation 10

avec :

- ε : porosité efficace ;

- �� : volume d’eau non liée disponible dans le volume total de terrain �� .

A travers une section s de terrain, seule la partie εεεε.s sera donc réellement traversée par l’eau en mouvement. La vitesse réelle de l’eau à travers les grains sera donc égale au flux par unité de surface (ou vitesse de Darcy V) divisée par la porosité efficace :

�

��

��

εεε−=−== Équation 11

avec :

- u : vitesse réelle d’écoulement de la nappe ;



- V : vitesse de Darcy ;

- K : perméabilité ;

- ε : porosité efficace ;

- i : gradient hydraulique de la nappe.

La vitesse réelle d’écoulement de la nappe est donc toujours supérieure à la vitesse dite de Darcy. Par exemple, dans les nappes alluviales où la porosité efficace est généralement comprise entre 5% et 20%, la vitesse réelle est de 5 à 20 fois supérieure au flux de Darcy.

La vitesse réelle d’écoulement de la nappe est un paramètre important dans l’estimation de la faisabilité du stockage thermique sur un site, car elle intervient dans l’entraînement des « bulles » d’eau chaude et d’eau froide. Son estimation sur un site donné est donc primordiale. Le gradient hydraulique de la nappe peut être estimé à partir de cartes piézométriques. La plupart du temps, la connaissance est régionale, à partir de cartes piézométriques disponibles à petite échelle. Cette connaissance peut être suffisante au stade d’une étude de préfaisabilité, mais il sera préférable de l’affiner au stade du dimensionnement par une campagne de mesures piézométriques plus locale pour déterminer à la fois la valeur du gradient hydraulique, sa direction et son sens.

La bibliographie propose des fourchettes de valeurs pour la perméabilité et la porosité en fonction des types de terrain aquifères (alluvionnaire, graviers, etc.). Des études hydrogéologiques plus ou moins régionales peuvent également être disponibles sur l’aquifère considéré ou des aquifères proches, et proposer des gammes de valeurs de ces paramètres. Pour obtenir des valeurs de référence locales, un essai de pompage en forage sera nécessaire.

5.2. NOTIONS DE THERMIQUE DU SOUS-SOL : PROCESSUS EN JEU

Les principales unités thermiques utilisées pour décrire les différentes grandeurs énergétiques sont indiquées en annexe (Annexe 2).

Le schéma suivant présente le principe de l’installation de stockage thermique en aquifère avec doublet de forages (puits « chaud » et puits « froid »). Plusieurs processus de transferts entrent en jeu, qui sont liés ou non à la présence d’un écoulement d’eau, et qui seront détaillés ci-après.

Pour des questions de simplification, les processus de transfert thermiques décrits dans les paragraphes suivants concerneront le cas « simple » du milieu aquifère poreux et saturé en eau. En effet, certains paramètres (comme la conductivité thermique) peuvent dépendre de la teneur en eau du milieu. Cependant, ce point est ici hors sujet dans le cadre de cette étude.



Illustration 32 – Schéma de principe de l’installation avec les phénomènes hydrodynamiques et thermiques en jeu dans l’aquifère

a) Conduction : conductivité thermique

Ce mode de transfert est omniprésent dans le sous-sol, et a lieu aussi bien dans la phase liquide que dans la phase solide. Il est décrit par la loi de Fourier, qui exprime la proportionnalité du flux thermique par rapport au gradient de température. Si x est la direction du gradient, le flux selon cette direction s’exprime de la manière suivante :

��

�� λφ −= Équation 12

avec :

- φx : le flux thermique dans la direction x ;

- λa : le coefficient de conductivité thermique de l’aquifère (terrain saturé en eau) ;

- dT : la différence de température mesurée entre les deux points distants de dx.

Le coefficient de conductivité thermique de l’aquifère est exprimé en W/m/°C. Il est lié de manière complexe aux coefficients de conductivité thermique du fluide et du terrain « sec » (solide). Des relations approchées existent, l’une d’entre elles, fréquemment utilisée, fait intervenir la porosité efficace :



�� λελελ �� −+= Équation 13

avec :

- ε : la porosité efficace de l’aquifère ;

- λf : la conductivité thermique du fluide ;

- λs : la conductivité thermique du terrain « sec » (solide) ;

- λa : la conductivité thermique résultante pour l’aquifère saturé en eau.

A porosité constante, la conductivité thermique augmente avec l’humidité contenue dans le matériau. Quelques ordres de grandeur du coefficient de conductivité thermique peuvent être trouvés en bibliographie (Iris P., 1980, Sauty et al., 1988, Carotenuto et al., 1991, Palmer C.D., 1992) :

- eau : 0,58-0,60 W/m/°C ;

- argiles : 0,80 W/m/°C ;

- gravier grossier : 1,00 W/m/°C ;

- sable très peu humide : 0,6 W/m/°C ;

- sable saturé en eau : 2,5 W/m/°C ;

- terre sèche : 0,17-0,58 W/m/°C ;

- terre saturée à 10% d’eau : 0,50-2,10 W/m/°C ;

- terre saturée à 20% d’eau : 0,80-2,60 W/m/°C.

b) Effet capacitif : capacité calorifique

La capacité calorifique volumique notée γ représente la quantité de chaleur nécessaire pour élever la température d’un volume de 1 m3 de 1 °C. Elle est mesurée en J/m3/°C.

Elle est liée à la capacité calorifique massique des physiciens C par la relation :

�⋅= ργ Équation 14

avec :

- γ : capacité calorifique volumique ;

- C : capacité calorifique massique ;

- ρ : masse volumique.

Dans un milieu composite comme un terrain aquifère saturé en eau, la capacité calorifique volumique de l’aquifère sera fonction des volumes occupés respectivement par le fluide et le solide.



�� γεγεγ ⋅−+⋅= � Équation 15

avec :

- ε : porosité efficace de l’aquifère ;

- γf : capacité calorifique volumique du fluide ;

- γs : capacité calorifique volumique du terrain « sec » (solide) ;

- γa : capacité calorifique volumique résultante pour l’aquifère saturé en eau.

La capacité calorifique volumique de l’eau vaut : γf = 4,18.106 J/m3/°C.

Dans la bibliographie, on trouve des valeurs de capacités calorifiques volumiques d’aquifères dans la fourchette 2,0 – 2,9.106 J/m3/°C (Iris P., 1980, Carotenuto et al., 1991, Palmer C.D., 1992).

c) Transferts convectifs, et vitesse de front thermique

L’entraînement des calories par le mouvement de l’eau est appelé transfert de chaleur par convection.

L’équilibre des températures entre l’eau en mouvement et les grains de la roche avec laquelle elle est en contact est considéré comme instantané.

L’écriture du bilan d’énergie amène à exprimer la vitesse de propagation du front thermique Vth en fonction de la vitesse de Darcy par la relation suivante (le détail des équations qui suivent peut être trouvé dans la thèse de J.P. Sauty, 1981).

�

�

�� γγ

⋅= Équation 16

avec :

- Vth : vitesse de propagation du front thermique ;

- V : vitesse de Darcy de l’aquifère ;



On peut comparer cette vitesse du front thermique à la vitesse réelle d’écoulement de la nappe u (cf. §5.1.2). Avec des valeurs habituelles de porosité comprises entre 5 et 20%, et un rapport de capacités calorifiques de l’ordre de 1,7 on voit que la vitesse du front thermique est généralement :

- 3 à 10 fois plus lente que la vitesse réelle de la nappe (qui peut être estimée par essai de traçage) ;



- 1,5 à 2 fois plus rapide que la vitesse de Darcy (qui peut être estimée à partir des valeurs de perméabilité et de charge hydraulique).

Des variables théoriques peuvent être calculées à partir des paramètres hydrodynamiques et thermiques, pour donner des ordres de grandeur du déplacement du front thermique et du volume aquifère influencé par le stockage thermique pour différentes étapes clé (Sauty et al., 1988).

• Déplacement du front thermique à la fin d’un demi cycle

Le déplacement du front thermique peut être calculé à partir de la vitesse de propagation Vth, et pour un demi cycle, qui représente la durée moyenne τ séparant le début de l’injection du début du repompage. Dans le cas de la présente étude, le demi cycle est de 6 mois.

τγγ

τ ⋅⋅=⋅= ��

�

�� Équation 17

avec :

- Vth : vitesse de déplacement du front thermique ;

- V : vitesse de Darcy de l’aquifère ;

- τ : durée d’un demi cycle (entre le début de l’injection, et le début du repompage dans le même ouvrage) ;



• Rayon thermique à la fin d’un cycle

Le rayon thermique donne un ordre de grandeur du « volume » aquifère influencé par le stockage thermique à la fin d’un cycle d’injection. Dans le cas de la présente étude, ce cycle d’injection est de 4 mois.

�

��

�

�

�� πγγ

⋅= Équation 18

avec :

- v : volume d’eau injecté au cours d’un cycle (dans le cas de l’étude = 4 mois) ;

- e : épaisseur de l’aquifère saturée en eau.



d) Dispersion cinématique

Dans le paragraphe précédent, la vitesse de propagation du front thermique est envisagée avec l’hypothèse que toutes les particules d’eau se meuvent à la même vitesse d’ensemble. La réalité est plus complexe : en effet, le champ des vitesses est rendu hétérogène par le cheminement des particules d’eau dans les interstices du milieu poreux. Il en découle que le front thermique, initialement abrupt, s’étale dans l’espace tout en avançant. Ce phénomène d’étalement est appelé dispersion cinématique. Cette dispersion est plus importante dans la direction moyenne de l’écoulement (dispersion longitudinale) que transversalement à celle-ci (dispersion transversale).

Les équations de dispersion cinématique valables pour les échanges massiques sont appliquées par analogie aux échanges d’énergie volumique (Sauty et al., 1982). Il en résulte une conductivité thermique apparente qui est la combinaison de la diffusion par conduction thermique (sans écoulement) et de la diffusion par dispersion cinématique.

��

��

�

��

��

�

⋅⋅+=

⋅⋅+=

γαλλ

γαλλ Équation 19

avec :

- ��

�

��

� λλ � : conductivités apparentes de l’aquifère dans les directions longitudinale et transversale à l’écoulement moyen de la nappe ;

- �� αα � : dispersivités longitudinale et transversale ;


- V : vitesse de Darcy.

Les valeurs de dispersivités sont très variables en fonction du type d’aquifère, et sont des paramètres difficiles à mesurer. Seuls la connaissance fine du champ des perméabilités, ou des essais de traçages, peuvent permettre d’apporter des estimations numériques. De plus, elles dépendent de la distance parcourue par le « panache » thermique. En l’absence de toute information, on peut prendre en première approximation le dixième de la distance de transfert pour la dispersivité longitudinale (par exemple, 10 m pour un parcours de 100 m), mais l’incertitude peut être d’un facteur 10. En ce qui concerne les dispersivités transversales, des valeurs de 10 à 20 fois inférieures aux dispersivités longitudinales sont couramment rencontrées.

Il en résulte que, au moins dans la direction moyenne des vitesses, la conductivité apparente dans la nappe en écoulement est de un à plusieurs ordres de grandeur supérieure à la conductivité thermique. C’est donc un phénomène important à prendre en compte dans une étude de faisabilité de stockage thermique.



5.3. EN CONCLUSION

Le tableau suivant (Illustration 33) récapitule les grandeurs physiques et les unités utilisées pour décrire les processus de transferts thermiques.

Il apparaît clairement que ce nombre de paramètres est loin d’être négligeable. Sur un site donné, la mesure directe de ces paramètres sera plus ou moins faisable, en fonction des données disponibles, mais également du budget alloué pour l’étude. Dans certains cas, il faudra se contenter d’estimations de ces paramètres, à partir de données régionales (par exemple, gradient hydraulique de la nappe à partir d’une carte piézométrique existante pour une zone plus large), ou issues de la bibliographie (par exemple, paramètres thermiques, et paramètres de dispersivité).

Ces différents paramètres n’auront cependant pas la même influence relative sur la faisabilité du stockage thermique, et l’incertitude qui leur est associée pèsera donc plus ou moins sur l’avis que l’on pourra rendre pour la faisabilité sur un site. L’étude de sensibilité des paramètres présentée dans le chapitre suivant prend donc tout son sens, notamment pour hiérarchiser leur influence relative sur l’efficacité du stockage thermique, et donc les efforts qui devront être consentis pour les déterminer in situ.

Nom Sigle Unité

Charge hydraulique H m(NGF)

Gradient hydraulique d’écoulement, i = dH/dL i [-] % ou ‰

Perméabilité K m/s

Porosité efficace ε [-] %

Vitesse de Darcy (flux par unité de section) : V = K.i V m/s

Vitesse réelle d’écoulement de la nappe : u = V/ε u m/s

Dispersivité longitudinale αL m

Dispersivité transversale αT m

Capacité calorifique volumique γ J/m3/°C

Conductivité thermique λ W/m/°C

Flux de chaleur φ W/m2

Illustration 33 – Tableau récapitulatif des grandeurs physiques et des unités hydrodynamiques et thermiques



6. Analyse de sensibilité du stockage thermique en aquifère par modélisation numérique

6.1. INTRODUCTION

6.1.1. Principe et intérêt de la méthode utilisée pour la présente étude

Sur un site agricole donné, la faisabilité d'un stockage thermique en aquifère pour le chauffage et le refroidissement de la serre va bien évidemment être tributaire de la présence, sur le site, d’un aquifère « adéquate ». Trois notions principales s’entendent sous ce terme d’adéquate :

1. y a-t-il sous le site agricole, un aquifère capable de fournir les débits requis de façon pérenne ?

2. est-ce que ces débits pourront être réinjectés dans ce même aquifère ?

3. est-ce qu’il sera possible de stocker de l’énergie (froid et chaud) pendant une saison, et de la récupérer, la saison suivante, avec un taux de récupération suffisant ?

Schématiquement, les deux premiers points vont faire principalement intervenir la nature de l’aquifère (formations géologiques le composant, nappe captive ou libre), ses caractéristiques hydrauliques (perméabilité, porosité) ainsi que sa géométrie (épaisseur aquifère), et le troisième point dépendra plus particulièrement de l’écoulement naturel de l’aquifère, de sa géométrie (épaisseur aquifère, épaisseur de la couverture), et de ses caractéristiques thermiques (conductivité et capacité calorifique).

Les différents paramètres du sous-sol peuvent interagir, et leurs effets ne peuvent donc pas s'évaluer simplement et individuellement. Par exemple, la porosité va jouer à la fois sur les capacités de pompage et de réinjection, sur la vitesse d’écoulement, et sur les caractéristiques thermiques de l’aquifère.

L’utilisation d’un modèle numérique de simulation capable de prendre en compte les facteurs qui jouent un rôle dans le rendement d’un système de stockage thermique présente donc l’intérêt de pouvoir évaluer leur influence relative, en les faisant varier un par un dans des fourchettes de valeurs.

Les facteurs dont l’influence a été testée par modélisation numérique sont indiqués en rouge dans le schéma de principe suivant (Illustration 34) :

- géométrie de l'aquifère et des formations géologiques : épaisseur de l'aquifère, et épaisseur de la couverture ;



- caractéristiques hydrauliques de l'aquifère : perméabilité, porosité, dispersivités longitudinale et transversale ;

- caractéristiques thermiques de l'aquifère : capacité calorifique et conductivité thermique ;

- caractéristiques techniques de l'installation : espacement des forages, débit de pompage / réinjection ;

- caractéristiques climatiques : température de l'air, et température initiale de l’aquifère (proche de la température moyenne annuelle de l’air).

Illustration 34 – Récapitulatif des facteurs testés par modélisation numérique (en rouge)

6.1.2. L’intérêt des outils numériques

Le dimensionnement des systèmes de stockage thermique en aquifère est un point clé pour en assurer le bon fonctionnement sur le long terme. Dans cette étude, nous avons opté pour l’outil numérique. Une rapide synthèse bibliographique montre que l’utilisation des outils numériques est assez répandue.

a) Formules analytiques et abaques

Des études théoriques, avec éditions d’abaques à partir de formules analytiques, ont été menées, notamment par J.P. Sauty dans sa thèse de 1981. Ces formules ont été reprises plus tard, notamment par (Sauty et al., 1988), comme un des outils d’évaluation de projets d’exploitation thermique du proche sous-sol. Ces abaques sont en général établies pour des nombres adimensionnels, et permettent donc des tests



rapides en fixant des ordres de grandeur de paramètres (débit d’exploitation, distance entre forages du doublet par exemple).

Cependant, ces méthodes possèdent leurs limites, car elles sont souvent basées sur des simplifications plus ou moins fortes, en particulier en termes de géométries et de propriétés aquifères. (Doughty et al., 1982) proposent par exemple cette approche en paramètres adimensionnels pour prédire le comportement thermique (et les performances) d’un système de stockage thermique en aquifère dans le cas de l’utilisation d’un puits unique avec écoulement radial en régime permanent.

b) Modélisation numérique

La modélisation numérique présente l’avantage de pouvoir prendre en compte des mécanismes (phénomènes de densité par exemple) et des géométries d’aquifères (multicouches par exemple) plus complexes. La résolution des équations n’est plus analytique, mais s’effectue par approximation de proche en proche.

Les outils numériques sont largement utilisés, d’autant plus que l’amélioration des performances des ordinateurs permet de réaliser des simulations sur un nombre important de mailles et pour un grand nombre de pas de temps (simulations sur 20 ans et plus par exemple).

(Molson et al., 1992) indiquent qu’une modélisation en 3 dimensions (3D) est indispensable à la bonne prise en compte des paramètres du milieu et à une simulation réaliste des écoulements et des transferts thermiques. (Allen et al., 2000) signalent l’intérêt de la modélisation pour bien équilibrer, sur le long terme, les bilans d’énergie chaud/froid dans l’aquifère.

Les outils numériques permettent, comme nous l’avons fait dans la présente étude, d’effectuer des tests d’influence de différents paramètres (la définition de ces paramètres est donnée dans le chapitre suivant, cf. §5).

(Chevalier et al., 1997) mentionnent l’utilisation d’un modèle tridimensionnel aux éléments finis HST3D, et indique que les paramètres thermiques sont en général mieux connus et moins variables que les paramètres hydrogéologiques. Il en résulte que l’utilisation de valeurs tirées de la littérature nuit relativement peu à précision des calculs.

La capacité calorifique de la matrice poreuse est un paramètre important du stockage thermique (Papadopoulos & Larson, 1978), alors que (Voigt & Haefner, 1987) indiquent que la conductivité thermique du milieu aquifère influe peu.

(Xue et al., 1990) et (Hickling, 1992) soulignent l’importance du paramètre dispersivité, ce qui rend le dimensionnement délicat sur ce point car c’est un paramètre relativement dur à déterminer sur le terrain.

D’après (Tsang et al., 1981), le coefficient d’emmagasinement ne semble pas trop influencer la récupération.



Enfin, d’après (Papadopoulos & Larson, 1978), l’anisotropie de perméabilité et les hétérogénéités du champ de perméabilités influenceraient le stockage. Ainsi, une forte perméabilité verticale faciliterait l’apparition de la convection naturelle alors qu’une nappe stratifiée présenterait un coefficient de récupération moindre.

6.2. MODELE ET JEUX DE PARAMETRES UTILISES

6.2.1. Présentation du logiciel MARTHE

Les simulations numériques ont été effectuées avec le logiciel MARTHE (Modélisation d’Aquifère par un Maillage Rectangulaire en régime Transitoire pour le calcul Hydrodynamique des Ecoulements), développé par le Brgm (Thiéry, 1990, 1993, 1995). C’est un modèle aux différences finies, qui peut traiter les problématiques hydrodynamiques (écoulement et transport), et thermiques, dans des aquifères tridimensionnels et multicouches. Il offre des possibilités de maillages rectangulaires irréguliers et de maillages gigognes pour prendre en compte des problèmes et des géométries complexes.

Le principe de calcul est basé sur la résolution simultanée du bilan de masse (écoulement et transport), et du bilan d’énergie (diffusion, convection, dispersion) pour chaque point du maillage et pour chaque pas de temps du modèle. Les résultats fournis pour ce type de modélisation sont principalement : les flux d’échanges massiques (valeur et direction) et la température calculés pour chaque point du maillage et pour chaque pas de temps.

6.2.2. Présentation du modèle utilisé pour l’étude

a) Maillage et disposition du doublet

Le modèle créé pour l’étude comporte un doublet de forages (un puits chaud et un puits froid) implanté dans un aquifère captif à température initiale constante, transversalement à l’écoulement moyen de la nappe. Cette disposition ne sera pas modifiée lors des différentes simulations.

Le terrain est subdivisé sur la verticale en 17 couches horizontales d’épaisseur variable. La partie aquifère (perméable) est encadrée entre une couverture et un substratum supposés imperméables. La température moyenne de l’air extérieur (variable dans le temps) est imposée sur la première couche, épaisse de 1 m au plus, de la couverture. Les épontes supérieure et inférieure sont subdivisées en plusieurs couches horizontales pour permettre le calcul du gradient de température dû au phénomène de conduction. L’aquifère est représenté par trois couches horizontales. Les mouvements d’eau verticaux dus au phénomène de densité sont jugés négligeables pour les températures en jeu (comprises entre 10 et 30°C).



Le modèle comporte un total de 100000 mailles de taille variable (maillage gigogne), avec des mailles resserrées autour du doublet pour permettre une meilleure définition de l’évolution dans l’espace et dans le temps des « bulles » d’eau autour des puits.

b) Conditions aux limites

Pour l’écoulement, la condition aux limites est de type potentiel hydraulique imposé aux mailles amont et aval du modèle.

Pour la thermique, la condition aux limites est de type Dirichlet, soit à flux thermique constant (l’apport en eau extérieure au modèle est à température constante) pendant chaque phase (pompage, repos, etc.).

c) Calendrier de pompage / injection

Suite au dimensionnement des besoins thermiques de la serre réalisé dans les phases 1 et 2 de cette étude, un calendrier de pompage / réinjection a été défini :

- refroidissement : pompage d’eau refroidie et réinjection d’eau chaude de juin à septembre (4 mois d’été) ;

- repos (pas de pompage) en octobre et novembre (2 mois d’automne) ;

- chauffage : repompage d’eau réchauffée et injection d’eau froide de décembre à mars (4 mois d’hiver) ;

- repos (pas de pompage) en avril et mai (2 mois de printemps).

Ce calendrier est resté le même pour toutes les simulations effectuées. En pompage comme en réinjection, le débit est supposé demeurer constant sur les 4 mois. Ce calendrier est illustré ci-dessous.

�

JAN

VIE

RF

EV

RIE

RM

AR

SA

VR

ILM

AI

JUIN

JUIL

LET

AO

ÛT

SE

PTE

MB

RE

OC

TOB

RE

NO

VE

MB

RE

DÉ

CE

MB

RE

JAN

VIE

RF

ÉV

RIE

RM

AR

SA

VR

ILM

AI

JUIN

JUIL

LET

AO

ÛT

SE

PTE

MB

RE

OC

TOB

RE

NO

VE

MB

RE

DÉ

CE

MB

RE

10

20

30

Tem

péra

tude

de

l'eau

(°C

)

-50

-25

0

25

50

Déb

it (m

3 /h)

POMPAGEeau de nappe

refroidie

INJECTIONA

10°C

POMPAGE

Puits eau froide : injection d'eau à 10°C dans l'aquifère (en hiver)

et pompage d'eau de nappe refroidie (en été)

1 cycle annuel

été hiver

Gain en température (refroidissement)pendant le pompage d'étépour la climatisation

Température naturelle de la nappe

JAN

VIE

RF

EV

RIE

RM

AR

SA

VR

ILM

AI

JUIN

JUIL

LET

AO

ÛT

SE

PTE

MB

RE

OC

TO

BR

EN

OV

EM

BR

ED

ÉC

EM

BR

EJA

NV

IER

FÉ

VR

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RS

AV

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MA

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INJU

ILLE

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OÛ

TS

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TEM

BR

EO

CT

OB

RE

NO

VE

MB

RE

DÉ

CE

MB

RE

10

20

30

Tem

péra

tude

de

l'eau

(°C

)

-50

-25

0

25

50

Déb

it (m

3 /h)

POMPAGEeau de nappe

rechauffée

INJECTIONA

28°C

POMPAGE

Puits eau chaude : injection d'eau à 28°C dans l'aquifère (en été)

et pompage d'eau de nappe réchauffée (en hiver)

1 cycle annuel

été hiver

Gain en température (réchauffement) pendant le pompage d'hiver pour le chauffageTempérature naturelle de la nappe

Pompeà chaleur

Productionfroid

Productionchaud

Rejet froid

Rejet chaud

été

Illustration 35 – Calendrier de pompage/injection retenu dans les simulations numériques



d) Pas de temps des simulations

Les simulations sont réalisées au pas de temps d’une semaine (7 jours, soit 0,25 mois). Elles sont réalisées pendant 15 cycles de 1 an (soit un total de 180 mois) suivant le calendrier annuel défini précédemment.

Le temps de calcul est de l’ordre de 3h sur un PC de bureau pour une simulation sur 15 ans au pas de temps hebdomadaire.

6.2.3. Paramètres utilisés pour l’étude de sensibilité

Le tableau suivant (Illustration 38) résume les fourchettes des paramètres testées dans l’étude de sensibilité, qui dépendent soit des caractéristiques aquifères (géométries, perméabilité, porosité, dispersivités, paramètres thermiques, etc.), soit des conditions d’exploitation (débit de pompage / réinjection, températures d’injection, distance entre forages du doublet).

Les ordres de grandeur des paramètres et leurs fourchettes de variation ont été définis à partir de la configuration du site du Ctifl de Balandran, près de Nîmes.

Deux conditions climatiques ont été testées : celles du sud-est de la France (avec la température moyenne de l’air à Nîmes, et une température initiale de l’aquifère de 14,5°C), et celles du nord-ouest de la France (avec la température moyenne de l’air à Nantes, et une température initiale de l’aquifère de 12,5°C).

Plusieurs éléments sont restés invariants au cours des simulations :

- les hypothèses de températures d’injection (10°C et 28°C) dans les puits froid et chaud (supposées constantes dans le temps grâce à l’utilisation de la PAC ;

- le calendrier de pompage/injection ;

- l’épaisseur du substratum (imposée à 30 m) : cette épaisseur est suffisante pour être considérée comme « infinie » du point de vue numérique ;

- les paramètres thermiques du terrain « sec » λs et γs et de l’eau λf et γf.



Illustration 36 – Vue du maillage utilisé en vue de dessus

Illustration 37 – Vue du maillage utilisé en coupe verticale



Paramètre Sigle Unité Valeurs

Epaisseur de la couverture Ec m 5 - 30

Epaisseur de l’aquifère Ea m 10 - 30

Epaisseur du substratum Es m 30

Perméabilité hydraulique3 K m/s 3,75.10-4 – 2,5.10-2

Porosité de l’aquifère ε % 5 - 30

Gradient hydraulique d’écoulement, i = dH/dL i ‰ 0 – 2,5

Vitesse de Darcy de l’aquifère : V = K.i V m/j 0 – 8,6

Vitesse réelle de l’aquifère : u = V/ε u m/j 0 – 57,6

Dispersivité longitudinale αL m 5 – 7,5

Dispersivité transversale αT m 1,7 – 2,5

Capacité calorifique volumique de l’eau γf MJ/m3/°C 4,185

Capacité calorifique volumique du terrain sec γs MJ/m3/°C 1,72

Capacité calorifique volumique de l’aquifère4 γa MJ/m3/°C 1,84 – 2,46

Conductivité thermique de l’eau λf W/m/°C 0,6

Conductivité thermique du terrain sec λs W/m/°C 2,35

Conductivité thermique de l’aquifère λa W/m/°C 1,83 – 2,26

Distance entre puits froid et puits chaud L m 150 - 200

Débit de pompage / réinjection Q m3/h 25 - 100

Illustration 38 – Tableau récapitulatif des paramètres de modélisation utilisés

3 La perméabilité est supposée isotrope, à l’exception des deux simulations « Hollande4 » et « Hollande5 » où la perméabilité horizontale est 10 fois supérieure à la perméabilité verticale.

4 Supposé saturé en eau.



6.2.4. Méthodes de comparaison des résultats de simulations

L’analyse de sensibilité est menée en faisant varier les paramètres un à un, et en comparant les résultats de simulations obtenus. Plusieurs méthodes ont été utilisées pour comparer ces résultats des simulations numériques, et évaluer l’influence respective des paramètres.

a) Température de l’eau simulée dans les puits chaud et froid

La température des eaux dans les puits chaud et froid est la variable qui, associée au débit de pompage, détermine la puissance thermique fournie par l’aquifère. Le modèle MARTHE permet de donner la température simulée dans la maille correspondant à l’emplacement des puits chaud et froid. La comparaison des simulations se fait au travers de plusieurs éléments :

- températures simulées en fin de cycle de pompage (4 mois) ;

- écart par rapport à la température initiale de l’aquifère ;

- nombre de cycles d’exploitation annuels nécessaires pour atteindre « l’équilibre thermique », c’est-à-dire la stabilisation des températures obtenues au puits chaud et au puits froid en fin de cycle de pompage.

b) Distribution spatiale des « panaches » d’eau chaude et d’eau froide

Le modèle MARTHE permet de simuler la température de l’eau dans l’aquifère en tout point du maillage et pour chaque pas de temps. Ces résultats sont comparés pour différentes dates clé du cycle annuel :

- à la fin de la période estivale (t = 4 mois), fin d’injection dans le puits chaud et de pompage dans le puits froid ;

- à la fin des deux mois de repos de l’automne (t = 6 mois), démarrage du pompage dans le puits chaud et d’injection dans le puits froid ;

- à la fin de la période hivernale (t = 10 mois), fin d’injection dans le puits froid et de pompage dans le puits chaud ;

- à la fin des deux mois de repos du printemps (t = 12 mois), démarrage du pompage dans le puits froid et d’injection dans le puits chaud.

L’évolution dans l’espace (déplacement, étalement, isothermes, etc.) des « panaches » d’eau réchauffée et d’eau refroidie autour du doublet de forages est comparée pour les simulations obtenues pour différents paramètres.

c) Evaluation de l’efficacité thermique du stockage en aquifère

L’efficacité thermique du stockage en aquifère est évaluée au travers de la comparaison entre les puissances thermiques (instantanées) injectée et pompée, ainsi que du ratio entre les quantités d’énergie injectée et récupérée sur un cycle de 4 mois.



• Puissance thermique « globale » et puissance thermique « utile »

La puissance thermique « globale » instantanée fournie par l’eau s’exprime sous la forme suivante :

�� ⋅⋅=γ Équation 20

avec :

- Pg : puissance thermique « globale » (en W) ;

- γf : capacité calorifique volumique de l’eau ;

- Q : débit de pompage / réinjection ;

- T : température des eaux injectées / pompées aux puits chaud et froid.

Dans le cas particulier du stockage thermique, l’efficacité thermique se mesure par l’écart de température des eaux stockées et pompées par rapport à la température initiale de l’aquifère. On introduit donc la notion de puissance thermique « utile ». Elle correspond au surplus de puissance obtenu par stockage par rapport à une « simple » exploitation des eaux de l’aquifère (à température constante) sans stockage.

�

��

��

��

�

�−

⋅=−⋅⋅=γ Équation 21

avec :

- Pu : puissance thermique « utile » (en W) ;

- T : température des eaux injectées / pompées aux puits chaud et froid ;

- �

�� : la température de référence des eaux de l’aquifère.

• Taux de récupération de l’énergie « utile » sur un cycle de pompage

La quantité d’énergie est calculée par intégration de la puissance thermique instantanée. On définit de la même manière une énergie « globale » et une énergie « utile » par rapport à l’aquifère.

�=��

��

�

�

��ω Équation 22

avec :

- ωu : énergie « utile » injectée / pompée sur un cycle de 4 mois (en Joules) ;

- Pu : puissance thermique « utile » (en W).



Il est alors possible de calculer un taux de récupération τr pour chaque puits, en divisant la quantité d’énergie « utile » pompée sur un cycle de 4 mois, par la quantité d’énergie « utile » injectée sur le cycle de 4 mois de la saison précédente.

�

�==

��

��

�

��

��

�

��

�

��

��

��

��

�

�

�

�

��

��

ωωτ Équation 23

Dans les simulations, ce taux de récupération (exprimé en pourcentage) est calculé pour la 15ème année d’exploitation.

6.3. RESULTATS DE L’ANALYSE DE SENSIBILITE

Les principaux résultats de l’analyse de sensibilité sont présentés dans les paragraphes suivants. Pour chaque comparaison de simulations, nous présentons un tableau récapitulatif qui comporte les principaux paramètres des simulations, en faisant apparaître de façon évidente le paramètre que l’on a fait varier. Deux résultats principaux sont indiqués dans ce tableau, qui ont été calculés pour la 15ème année d’exploitation pour les puits chaud et froid :

- ∆∆∆∆T°C : écart entre la température des eaux pompées en fin de cycle de pompage et la température initiale de l’aquifère ; par convention dans la présentation des résultats de calculs qui vont suivre, une valeur négative indique un cas défavorable, c’est-à-dire :

• au puits chaud : que la température des eaux pompées est inférieure à la température naturelle de la nappe ;

• au puits froid, que la température des eaux pompées est supérieure à la température naturelle de la nappe ;

- ττττr % : taux de restitution de la quantité d’énergie stockée sur un cycle de 4 mois ; de même par convention, une valeur négative indique que l’on n’a pas récupéré l’énergie stockée, et qu’en plus on a pompé du chaud au puits froid, et du froid au puits chaud (toujours par référence à la température initiale de l’quifère).

Le principe d’une analyse de sensibilité est de comparer différentes simulations, en faisant varier les paramètres un à un. Comme nous le verrons, l’exercice est difficile, en particulier :

- parce que certains paramètres peuvent avoir plusieurs effets qui s’ajoutent ou au contraire s’opposent ;

- parce que l’effet de certains paramètres peut, pour une même variation, ne pas être le même en fonction de la valeur des autres paramètres.



Au total, 26 simulations numériques ont été effectuées. Un tableau récapitulatif des paramètres et des résultats clé de ces simulations est présenté en fin de chapitre (Illustration 75).

Les résultats détaillés de chaque simulation, (évolution des températures simulées dans les puits froid et chaud, distribution spatiale des « panaches » d’eau réchauffée et d’eau refroidie pour des dates clé, puissances thermiques) sont eux présentés en annexe (Annexe 8).

6.3.1. Influence de la vitesse d’écoulement de la nappe

La vitesse d’écoulement de la nappe (V au sens de Darcy) est un paramètre qui dépend lui-même de différentes caractéristiques de l’aquifère que sont la perméabilité K, le gradient hydraulique i (V = K.i). Pour la vitesse réelle u, le paramètre de porosité efficace ε intervient en sus (u = V/ε).

• Comparaison de trois gradients hydrauliques i : 0 – 0,4 – 2 ‰ pour une perméabilité de 5.10-3 m/s et une porosité de 15%

Trois simulations sont comparées, dont les caractéristiques principales en termes de géométries et de perméabilité sont proches du site du Ctifl de Balandran. Deux valeurs de gradients hydrauliques de 0,4 et 2‰ (valeurs relativement faibles dans la fourchette de ce que l’on peut trouver dans la nature) sont testées en plus d’une valeur nulle (que l’on n’aura jamais dans la nature …). Avec une valeur de perméabilité relativement élevée (5.10-3 m/s), les vitesses de Darcy résultantes sont néanmoins non négligeables (0,17 et 0,86 m/j) même avec ces faibles gradients.

Climat Ec Ea K ε i V Q L Puits chaud Puits froid

Simul. Tair m m m/s % ‰ m/j m3/h m ∆T°C τr % ∆T°C τr %

bal3A1 Nîmes 5 10 5.10-3 15 0 0 50 150 +3,7 55 -1,4 28

bal3A2 Nîmes 5 10 5.10-3 15 0,4 0,17 50 150 +2,0 37 -1,4 17

bal3A3 Nîmes 5 10 5.10-3 15 2 0,86 50 150 0,0 5 -0,6 0

Les courbes de températures (Illustration 40) montrent que l’efficacité du stockage thermique diminue avec le gradient hydraulique donc la vitesse d’écoulement. Pour la plus forte valeur d’écoulement, le stockage est même pratiquement inexistant, avec une descente (au puits chaud) et une remontée (au puits froid) abruptes des températures dès la fin des 4 mois d’injection.

Les puissances thermiques utiles pompées et les taux de restitution sont fortement affectés par l’écoulement : l’efficacité du stockage est quasi nulle dans le cas du



gradient le plus élevé de 2‰, avec un taux de restitution de 5 et 0% respectivement dans les puits chaud et froid (Illustration 41).

On voit donc que la vitesse d’écoulement de la nappe joue un rôle prépondérant dans l’efficacité du stockage thermique, avec l’entraînement des « bulles » d’eau. D’où l’intérêt d’estimer le plus précisément possible cette vitesse d’écoulement sur un site pour évaluer la faisabilité du stockage thermique.



1ère

année Bal3A1 Bal3A2 Bal3A3

T = 4 mois

T = 10 mois

15ème année

Bal3A1 Bal3A2 Bal3A3

T = 4 mois

T = 10 mois

Illustration 39 – Comparaison des températures des « panaches » d’eau réchauffée et d’eau refroidie pour les simulations bal3A1, bal3A2, et bal3A3



8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)

Puits froid - i = 0 Puits chaud - i = 0 Aquifère à Nîmes Puits froid - i = 0,4Puits chaud - i = 0,4 Puits froid - i = 2 Puits chaud - i = 2

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)

Puits froid - i = 0 Puits chaud - i = 0 Aquifère à Nîmes Air extérieur à NîmesPuits froid - i = 0,4 Puits chaud - i = 0,4 Puits froid - i = 2 Puits chaud - i = 2

Illustration 40 – Comparaison des températures silmulées pour trois gradients hydrauliques : 0, 0,4 et 2‰ (avec une perméabilité de 5.10-3 m/s et une porosité de 15%)



-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)

P. utile injectée P. utile pompée - i = 0 P. utile pompée - i = 0,4 P. utile pompée - i = 2

Puits chaud

-400

-200

0

200

400

600

800

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)

Puissance utile injectée P. utile pompée - i = 0 P. utile pompée - i = 0,4 P. utile pompée - i = 2

Puits froid

Illustration 41 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour trois gradients hydrauliques : 0, 0,4 et 2‰ (avec une perméabilité de 5.10-3 m/s et une porosité de 15%)



• Comparaison de trois perméabilités K = 5.10-4, 5.10-3, 2,5.10-2 m/s pour un gradient de 0,4‰ et une porosité de 15%

Nous avons vu que la vitesse d’écoulement dépend également de la valeur de perméabilité. Nous en testons ici trois valeurs pour le même gradient hydraulique de 0,4‰.



sup8 Nîmes 20 25 5.10-4 15 0,4 0,02 50 150 +6,9 69 +1,1 54

cap3 Nîmes 20 25 5.10-3 15 0,4 0,17 50 150 +1,7 26 +0,4 22

capt3A Nîmes 20 25 2,5.10-2 15 0,4 0,86 50 150 +0,1 1 0,0 0

Dans le premier cas, avec une perméabilité de 5.10-4 m/s, la vitesse d’écoulement résultante est assez faible (0,02 m/j), et l’efficacité du stockage thermique est acceptable. Plus la perméabilité augmente, plus l’efficacité du stockage diminue, pour être quasi nulle à 2,5.10-2 m/s. Les courbes de températures montrent alors une descente (au puits chaud) et une remontée (au puits froid) abruptes dès la fin des 4 mois d’injection, avec un retour rapide à la température initiale de l’aquifère (Illustration 43 et Illustration 44).



1ère année

Sup8 Cap3 Capt3A

T = 4 mois

T = 10 mois

15ème année

Sup8 Cap3 Capt3A

T = 4 mois

T = 10 mois

Illustration 42 – Comparaison des températures des « panaches » d’eau réchauffée et d’eau refroidie pour les simulations Sup8, Cap3 et Capt3A



8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)

Puits froid - K=5.10-4 Puits chaud -K=5.10-4 Aquifère à Nîmes Puits froid -K=5.10-3Puits chaud - K=5.10-3 Puits froid -K=2,5.10-2 Puits chaud -2,5.10-2

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)

Puits froid - K=5.10-4 Puits chaud - K=5.10-4 Aquifère à Nîmes Air extérieur à NîmesPuits froid - K=5.10-3 Puits chaud - K=5.10-3 Puits froid - K=2,5.10-2 Puits chaud - K=2,5.10-2

Illustration 43 – Comparaison des températures silmulées pour trois perméabilités : 5.10-4, 5.10-

3 et 2,5.10-2 m/s (avec un gradient de 0,4‰ et une porosité de 15%)



0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)

P. utile injectée P. utile pompée - K=5.10-4 P. utile pompée -K=5.10-3 P. utile pompée - K=2,5.10-2

Puits chaud

-100

0

100

200

300

400

500

600

700

800

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)

Puissance utile injectée P. utile pompée -K=5.10-4 P. utile pompée -K=5.10-3 P. utile pompée - K=2,5.10-2

Puits froid

Illustration 44 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour trois perméabilités : 5.10-4, 5.10-3 et 2,5.10-2 m/s (avec un gradient de 0,4‰ et une porosité de 15%)



6.3.2. Influence de la perméabilité

La perméabilité est un paramètre majeur de l’aquifère qui caractérise la capacité du terrain à laisser l’eau s’écouler sous l’effet d’un gradient de potentiel. Il intervient à la fois dans la définition du débit exploitable au niveau de l’aquifère (facteur favorable au stockage thermique), et dans la vitesse d’écoulement de la nappe (facteur défavorable au stockage thermique).

Des résultats de tests de perméabilités ont été présentés dans le paragraphe précédent (§6.3.1) pour trois valeurs de 5.10-4, 5.10-3 et 2,5.10-2 m/s, avec un gradient de 0,4‰. Dans ce cas, on a vu que l’efficacité du stockage thermique est meilleure dans le cas de la perméabilité la plus faible car elle joue sur la vitesse d’écoulement qui est un facteur prépondérant (Illustration 43).

La perméabilité va également jouer un rôle sur les rabattements (en pompage) et sur les relèvements (en réinjection) : ils seront d’autant plus importants que la perméabilité diminue.

Les figures suivantes montrent la comparaison des simulations capt3 (K=5.10-3 m/s) et sup8 (K=5.10-4 m/s) à la fin d’un cycle de pompage/réinjection de 4 mois, du point de vue :

- de la carte des charges hydrauliques de la nappe, exprimées en mètres (Illustration 45) ;

- de la carte des rabattements/relèvements, exprimés en mètres, calculés par différence entre la charge hydraulique de la nappe et sa charge initiale au repos (Illustration 46).

Il apparaît très clairement sur ces figures que les charges hydrauliques sont plus perturbées par les pompages/réinjections lorsque la perméabilité est plus faible. Il en résulte des rabattements/relèvements plus importants. C’est un fait dont il faut tenir compte lors de l’évaluation de la faisabilité sur un site, notamment lorsque le niveau statique de la nappe est proche du sol, afin d’éviter les débordements d’eau dans les ouvrages ou aux alentours en cas de remontée trop importante. Ainsi, en cas de faible perméabilité et de débit demandé important, il pourra être nécessaire de prévoir plusieurs doublets de forages afin de diviser les débits pompés/réinjectés dans chacun des ouvrages. Il faut noter cependant que cela entraînera des surcoûts (forages, pompes, etc.).



-400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400

-300

-200

-100

0

100

200

300

a) Capt3, K = 5.10-3 m/s

-400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400

-300

-200

-100

0

100

200

300

SUP8

b) Sup8, K = 5.10-4 m/s

Illustration 45 – Comparaison des charges hydrauliques (exprimées en m) simulées à la fin d’un cycle de pompage/réinjection de 4 mois pour deux perméabilités de 5.10-3 et 5.10-4 m/s

-400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400

-300

-200

-100

0

100

200

300

a) Capt3, K = 5.10-3 m/s

-400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400

-300

-200

-100

0

100

200

300

SUP8

b) Sup8, K = 5.10-4 m/s

Illustration 46 – Comparaison des rabattements et relèvements (exprimés en m) simulés à la fin d’un cycle de pompage/réinjection de 4 mois pour deux perméabilités de 5.10-3 et 5.10-4 m/s



6.3.3. Influence de la porosité efficace

La porosité efficace est un facteur qui intervient à la fois dans la définition de la vitesse réelle de l’aquifère, et dans celle des conductivité thermique et capacité calorifique de l’aquifère :

- la capacité calorifique aquifère augmente avec la porosité (la capacité calorifique de l’eau étant plus élevée que celle du terrain sec) ;

- à l’inverse, la conductivité thermique aquifère diminue avec la porosité (la conductivité thermique de l’eau étant plus faible que celle du terrain sec).

Un exemple de variation des paramètres thermiques aquifères en fonction de la porosité efficace (supposée à saturation) est montrée dans la figure ci-dessous.

1.5

1.7

1.9

2.1

2.3

2.5

2.7

0% 5% 10% 15% 20% 25% 30% 35%

Porosité (supposée à saturation)

λλ λλ a (W

/m/°

C) o

u γγ γγ a

(MJ/

m3/

°C)

Conductivité thermique aquifère Capacité calorifique aquifère

Illustration 47 – Variation des paramètres thermiques aquifères en fonction de la porosité (supposée à saturation) avec λs = 2,35 W/m/°C, et γs = 1,72 MJ/m3/°C

De plus, la porosité efficace va jouer un rôle sur les rabattements (en pompage) et les relèvements (en réinjection) : pour un même débit et pour une même perméabilité, ils seront plus importants avec une porosité plus faible.

• Comparaison de porosités de 5 et 15%, dans un cas sans écoulement



Comparons tout d’abord deux simulations avec des porosités de 5 et 15%.



capt1B Nîmes 20 25 5.10-3 5 0 0 50 150 +7,2 72 +0,9 53

capt1A Nîmes 20 25 5.10-3 15 0 0 50 150 +6,3 67 +0,8 53

Dans ce cas, les résultats sont quasi identiques : les courbes de températures et de puissance sont quasi confondues.

Ceci peut être dû au fait que nous nous sommes placés dans le cas de l’absence d’écoulement. Sans déplacement des stocks d’eau, il n’y aura ni transfert convectif ni dispersion, aussi la porosité ne va jouer que sur la conduction et l’effet capacitif. La petite différence engendrée sur les paramètres thermiques est faiblement ressentie.

• Comparaison de porosités de 5 et 30%, dans un cas avec écoulement

Comparons maintenant ce qu’il en est dans un cas avec écoulement, et pour une variation de porosité plus importante, de 5 à 30%



hollande4

Nantes 30 30 3,75.10-4 5 2,5 0,08 60 150 +1,5 48 +1,6 49

hollande5

Nantes 30 30 3,75.10-4 30 2,5 0,08 60 150 +1,9 53 +1,9 53

Dans ce cas, la différence entre les deux simulations, quoique visible, reste très mince, avec une légère amélioration des résultats pour une porosité plus importante, qui peut être due à l’augmentation de la capacité calorifique de l’aquifère (Illustration 48 et Illustration 49).



6

8

10

12

14

16

18

20

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)

Puits froid - 5% Puits chaud - 5% Aquifère - Hollande Puits froid -30% Puits chaud - 30%

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)

Puits froid - 5% Puits chaud - 5% Aquifère en HollandeAir extérieur à Nantes Puits chaud - 30% Puits froid - 30%

Illustration 48 – Comparaison des températures simulées pour deux porosités de 5 et 30% (avec une perméabilité de 3,75.10-4 m/s, et un gradient de 2,5‰)



0

200

400

600

800

1000

1200

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)

P. utile injectée P. utile pompée - 5% P. utile pompée - 30%

Puits chaud

-200

0

200

400

600

800

1000

1200

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)

P. utile injectée P. utile pompée - 5% P. utile pompée - 30%

Puits froid

Illustration 49 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour deux porosités de 5 et 30% (avec une perméabilité de 3,75.10-4 m/s, et un gradient de 2,5‰)



6.3.4. Influence des dispersivités longitudinale et transversale

Les dispersivités longitudinale et transversale interviennent dans le phénomène de dispersion cinématique. L’« étalement » des panaches thermiques sera d’autant plus important que les dispersivités sont plus fortes.

Comparons deux simulations avec des dispersivités longitudinale et transversale différentes :

- bal20-dispers : αL = 5 m, αT = 1,7 m ;

- Q25 : αL = 7 m, αT = 2,5 m.



bal20-dispers

Nîmes 20 10 5.10-3 15 0,4 0,17 25 150 +2,4 32 +0,4 26

Q25 Nîmes 20 10 5.10-3 15 0,4 0,17 25 150 +2,4 31 +0,4 25

Les figures suivantes montrent que les résultats sont meilleurs lorsque les dispersivités sont plus faibles, ce qui s’explique par le fait que la dispersion des stocks d’eau refroidie et d’eau réchauffée est moins importante (Illustration 50 et Illustration 51).

Pour les gammes de valeurs de dispersivités testées, l’influence sur l’efficacité du stockage thermique reste limitée. Cependant, il faut noter que ces valeurs de dispersivités sont d’une part très difficiles à évaluer, et d’autre part qu’elles dépendent de la distance parcourue. Il n’est donc pas impossible que les valeurs retenues pour les simulations numériques diffèrent d’un ordre de grandeur par rapport aux valeurs « réelles ».



8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)

Puits froid - bal20-dispers Puits chaud - bal20-dispers Aquifère à Nîmes

Puits froid - Q25 Puits chaud - Q25

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)

Puits froid - bal20-dispers Puits chaud - bal20-dispers Aquifère à Nîmes

Air à Nîmes Puits froid - Q25 Puits chaud - Q25

Illustration 50 – Comparaison des températures simulées pour des dispersivités longitudinale et transversale divisées par deux (pour une perméabilité de 5.10-3 m/s et un gradient de 0,4‰)



0

250

500

750

1000

1250

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)

P. utile injectée P. utile pompée - bal20-dispers P. utile pompée - Q25

Puits chaud

-50

0

50

100

150

200

250

300

350

400

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)

P. utile injectée P. utile pompée - bal20-dispers P. utile pompée - Q25

Puits froid

Illustration 51 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour des dispersivités longitudinale et transversale divisées par deux (pour une perméabilité de 5.10-3 m/s et un

gradient de 0,4‰)



6.3.5. Influence de l’épaisseur de la couverture

La couverture intervient comme un « isolant » entre l’air extérieur et l’aquifère. Les échanges thermiques entre l’air extérieur et l’aquifère ont lieu par conduction au travers de la couverture.

• Avec une épaisseur d’aquifère de 25 m

Le premier test porte sur deux simulations avec des épaisseurs de couverture de 5 et 20 m, pour une épaisseur d’aquifère de 25 m.



sup5 Nîmes 5 25 5.10-3 15 0,4 0,17 50 200 +1,6 27 0,0 19

sup1 Nîmes 20 25 5.10-3 15 0,4 0,17 50 200 +1,7 26 +0,4 23

Les résultats sont légèrement meilleurs avec une couverture plus épaisse (Illustration 52 et Illustration 53). L’amélioration est un peu plus marquée sur le puits froid que sur le puits chaud.



8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)

Puits froid - 5m Puits chaud - 5m Aquifère à Nîmes Puits froid - 20m Puits chaud - 20m

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)

Puits froid - 5m Puits chaud - 5m Aquifère à Nîmes

Air à Nîmes Puits froid - 20m Puits chaud - 20m

Illustration 52 – Comparaison des températures simulées pour des épaisseurs de couverture de 5 et 20 m (pour une épaisseur d’aquifère de 25 m)



0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)

P. utile injectée P. utile pompée - 5m P. utile pompée - 20m

Puits chaud

-100

0

100

200

300

400

500

600

700

800

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)


Puits froid

Illustration 53 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour des épaisseurs de couverture de 5 et 20 m (pour une épaisseur d’aquifère de 25 m)



• Avec une épaisseur d’aquifère de 10 m

Le deuxième test porte sur deux simulations avec des épaisseurs de couverture de 5 et 20 m, pour une épaisseur d’aquifère de 10 m.



sup7 Nîmes 5 10 5.10-3 15 0,4 0,17 50 200 +2,5 39 -0,3 27

Forage200m

Nîmes 20 10 5.10-3 15 0,4 0,17 50 200 +3,3 42 +0,6 35

Les résultats montrent également une amélioration des résultats avec une couverture plus épaisse (Illustration 62 et Illustration 63). L’amélioration est plus marquée pour les deux puits que dans le cas précédent, quand l’épaisseur de l’aquifère était de 25 m au lieu de 10 m. Ceci peut s’expliquer par le fait que les pertes d’énergie thermiques par conduction augmentent avec la « surface » d’échange entre l’air extérieur et l’eau stockée. Cette « surface » (qui peut être rapprochée du rayon thermique) sera, pour un même volume d’eau stocké, d’autant plus importante que l’épaisseur aquifère diminue. En faisant diminuer le gradient thermique entre l’air extérieur et l’eau stockée (et donc les pertes par conduction), une couverture plus épaisse aura donc un effet relatif plus important avec une épaisseur aquifère plus faible.



8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)


6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



Illustration 54 – Comparaison des températures simulées pour des épaisseurs de couverture de 5 et 20 m (pour une épaisseur d’aquifère de 10 m)



0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)


Puits chaud

-100

0

100

200

300

400

500

600

700

800

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)


Puits froid

Illustration 55 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour des épaisseurs de couverture de 5 et 20 m (pour une épaisseur d’aquifère de 10 m)



6.3.6. Influence de l’épaisseur de l’aquifère

Pour un même volume d’eau stocké (fonction du débit), le rayon thermique est d’autant plus grand que l’épaisseur de l’aquifère sera plus petite.

Comparons deux simulations pour des épaisseurs d’aquifère de 25 et 10 m.



sup1 Nîmes 20 25 5.10-3 15 0,4 0,17 50 200 +1,7 26 +0,4 23

Forage200m

Nîmes 20 10 5.10-3 15 0,4 0,17 50 200 +3,3 42 +0,6 35

On constate que les résultats sont meilleurs pour une épaisseur aquifère plus faible (Illustration 56 et Illustration 57). Ceci peut s’expliquer par le fait que lorsque l’épaisseur aquifère diminue, le rayon thermique augmente, ce qui fait augmenter l’inertie thermique (par effet capacitif), et diminuer les échanges par conduction entre les stocks d’eau et l’aquifère environnant (abaissement du gradient de température). Cet effet s’oppose (en lui étant supérieur) à l’augmentation des échanges avec l’air extérieur (cf. §6.3.5).

Si une plus petite épaisseur aquifère paraît favorable à l’efficacité du stockage thermique, il faut noter cependant qu’elle conditionnera le débit d’exploitation. Celui-ci dépend en effet de la transmissivité de la formation aquifère, qui est le produit de la perméabilité par l’épaisseur aquifère. Une faible épaisseur aquifère limitera donc le débit exploitable, notamment en limitant les rabattements supportables en pompage.



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Tem

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Illustration 56 – Comparaison des températures simulées pour des épaisseurs d’aquifère de 25 et 10 m (pour une épaisseur de couverture de 20 m)



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Puits chaud

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moi

s)


Puits froid

Illustration 57 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour des épaisseurs d’aquifère de 25 et 10 m (pour une épaisseur de couverture de 20 m)



6.3.7. Influence du débit de pompage / réinjection

Comparons maintenant l’influence du débit de pompage / réinjection sur l’efficacité thermique du système. Trois simulations sont comparées, pour des débits de 25, 50 et 100 m3/h, dans deux contextes différents : avec une épaisseur aquifère de 25 m et 10 m, et des distances entre forages de 200 m et 150 m.

• Epaisseur aquifère de 25 m, et distance entre forages de 200 m



sup2 Nîmes 20 25 5.10-3 15 0,4 0,17 25 200 +0,9 15 +0,1 12

sup6 Nîmes 20 25 5.10-3 15 0,4 0,17 50 200 +1,7 26 +0,4 23

sup3 Nîmes 20 25 5.10-3 15 0,4 0,17 100 200 +2,7 39 +0,7 35

Les résultats montrent une amélioration de l’efficacité du stockage thermique quand le débit augmente (Illustration 58 et Illustration 59). Ce ci peut s’expliquer par le fait qu’un plus grand volume d’eau stocké permet une inertie thermique plus importante, qui, en relatif, compense mieux les pertes énergétiques qu’un petit volume de stockage.



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5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

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Puits froid - Q25 Puits chaud - Q25 Aquifère à Nîmes Puits froid - Q50Puits chaud - Q50 Puits froid - Q100 Puits chaud - Q100

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Tem

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(°C

)

Puits froid - Q25 Puits chaud - Q25 Aquifère à Nîmes Air extérieur à NîmesPuits froid - Q50 Puits chaud - Q50 Puits froid - Q100 Puits chaud - Q100

Illustration 58 – Comparaison des températures simulées pour trois débits d’exploitation de 25, 50 et 100 m3/h (épaisseur aquifère de 25 m, et distance entre forages de 200 m)



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P. utile injectée - Q25 P. utile injectée - Q50 P. utile injectée - Q100P. utile pompée - Q25 P. utile pompée - Q50 P. utile pompée - Q100

Puits chaud

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Puits froid

Illustration 59 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour trois débits d’exploitation de 25, 50 et 100 m3/h (épaisseur aquifère de 25 m, et distance entre forages de 200 m)



• Epaisseur aquifère de 10 m, et distance entre forages de 150 m

Comparons cette fois l’efficacité du stockage thermique pour ces trois mêmes débits mais dans le cas d’un aquifère moins épais (10 m au lieu de 25 m), et de forages plus rapprochés (150 m au lieu de 200 m).



Q25 Nîmes 20 10 5.10-3 15 0,4 0,17 25 150 +2,4 31 +0 ,4 25

bal20 Nîmes 20 10 5.10-3 15 0,4 0,17 50 150 +2,7 40 -0,6 22

Q100 Nîmes 20 10 5.10-3 15 0,4 0,17 100 150 +1,9 41 -3,2 -7

Dans le cas d’un aquifère moins épais, le rayon thermique sera plus important pour le même volume d’eau stocké. Les résultats montrent qu’à partir d’un débit de 50 m3/h, les deux stocks d’eau s’influencent mutuellement, en particulier au détriment du puits froid (Illustration 60 et Illustration 61). Pour un débit de 100 m3/h, l’efficacité thermique au puits froid est nulle.

On voit donc que le débit d’exploitation sera conditionné d’une part par les « capacités » de l’aquifère en terme de débit de pompage et de réinjection, et d’autre part par les éventuelles contraintes de place sur le site agricole qui guideront les possibilités de disposition et d’espacement du (ou des) doublet(s) de forages. Ainsi, on pourrait imaginer le cas où l’aquifère est « capable » de produire 100 m3/h ou plus, mais où des contraintes de place limitent le débit d’exploitation pour éviter les interférences entre ouvrages.



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Puits froid - Q25 Puits chaud - Q25 Aquifère à Nîmes Puits froid - Q50Puits chaud - Q50 Puits froid - Q100 Puits chaud - Q100

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Puits froid - Q25 Puits chaud - Q25 Aquifère à Nîmes Air extérieur à NîmesPuits froid - Q50 Puits chaud - Q50 Puits froid - Q100 Puits chaud - Q100

Illustration 60 – Comparaison des températures simulées pour trois débits d’exploitation de 25, 50 et 100 m3/h (épaisseur aquifère de 10 m, et distance entre forages de 150 m)



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Puits froid

Illustration 61 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour trois débits d’exploitation de 25, 50 et 100 m3/h (épaisseur aquifère de 10 m, et distance entre forages de 150 m)



6.3.8. Influence de la distance entre les forages

Pour une installation d’un système de stockage thermique sur un site donné, la distance entre les deux forages du doublet géothermique devra être évaluée pour limiter les interférences possibles entre les « stocks » d’eau réchauffée et d’eau refroidie qui feraient baisser le rendement. Elle sera également à optimiser en fonction des contraintes de place sur le site, et pour limiter les surcoûts en conduites que pourrait engendrer un espacement excessif (et inutile) des ouvrages.

Deux distances de 150 et 200 m ont été testées par simulations, pour différentes valeurs de débit de pompage / réinjection. En effet, le rayon d’influence du stockage autour des puits sera fonction du débit d’exploitation.

• L = 150 et 200 m, débit de 50 m3/h

Les paramètres des deux simulations comparées sont présentés dans le tableau ci-dessous.



Bal20 Nîmes 20 10 5.10-3 15 0,4 0,2 50 150 +2,7 40 -0,6 22

Forage200m

Nîmes 20 10 5.10-3 15 0,4 0,2 50 200 +3,3 42 +0,6 35

Avec une distance de 150 m l’influence réciproque des stocks chaud et froid est plus marquée qu’avec une distance de 200 m. En effet, les températures d’eau pompées en fin de cycle de pompage (Illustration 62) sont plus élevées dans le puits froid (elles dépassent même la température de référence de la nappe), et plus basses dans le puits chaud.

Cette influence se traduit sur les puissances thermiques utiles (Illustration 63), qui sont supérieures quand les forages sont éloignés de 200 m. Le taux de restitution de la quantité d’énergie stockée sur un cycle de 4 mois est meilleur quand les forages sont plus distants. L’amélioration est plus marquée sur le puits froid (35% au lieu de 22%), qui subit moins l’influence du puits chaud où la quantité d’énergie stockée est supérieure.

Dans ce cas de figure, avec un débit d’exploitation de 50 m3/h, il semble donc préférable d’installer les forages à une distance supérieure à 150 m.



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Puits froid - L = 150m Puits chaud - L = 150 m Aquifère à NîmesPuits froid - L = 200 m Puits chaud - L = 200 m

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Tem

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(°C

)

Puits froid - L = 150 m Puits chaud - L = 150 m Aquifère à Nîmes

Air à Nîmes Puits froid - L = 200 m Puits chaud - L = 200 m

Illustration 62 – Comparaison des températures simulées pour des distances entre forages de 150 et 200 m (pour un débit de 50 m3/h)



0

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161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

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Puissance utile injectée Puissance utile pompée - L = 150 m Puissance utile pompée - L = 200 m

Puits chaud

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Puissance utile injectée Puissance utile pompée - L = 150 m Puissance utile pompée - L = 200 m

Puits froid

Illustration 63 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour des distances entre forages de 150 et 200 m (avec un débit de 50 m3/h)



• L = 150 m, débit de 25 et 50 m3/h

Comparons maintenant deux simulations obtenues avec des débits de 25 et 50 m3/h, pour une distance entre forages de 150 m.



Bal20 Nîmes 20 10 5.10-3 15 0,4 0,2 50 150 +2,7 40 -0,6 22

Q25 Nîmes 20 10 5.10-3 15 0,4 0,2 25 150 +2,4 31 +0,4 25

Les courbes de températures montrent que pour un débit de 25 m3/h, l’influence du stock d’eau réchauffée sur le puits froid est moindre que pour une exploitation à 50 m3/h. En effet, la température des eaux pompées dans le puits froid est plus basse à 25 m3/h. Ceci a pour effet d’améliorer le taux de récupération de la quantité d’énergie stockée dans le puits froid (25% à 25 m3/h, contre 22% à 50 m3/h). A l’inverse, le taux de récupération dans le puits chaud est moindre (31% à 25 m3/h contre 40% à 50 m3/h), ce qui peut s’expliquer en partie par une augmentation du poids relatif des pertes thermiques pour un volume de stockage plus petit. L’explication peut également venir du fait que les températures froide et chaude ne sont pas symétriques par rapport à la température naturelle de la nappe (14,5°C). Comme la différence de température (eau froide injectée à 10°C – eau nappe = 4,5°C) est moins élevée que la différence de température (eau chaude injectée à 28°C – eau nappe = 13,5°C), en cas d'influence mutuelle des deux stocks d’eau, le passage au-delà du seuil de rendement nul (c’est-à-dire, température des eaux pompées à 14,5°C) sera plus rapide du côté du puits froid que du puits chaud.

Dans cas, on voit qu’une distance de 150 m pourrait convenir pour un débit de 25 m3/h. Dans ce cas, le rayon thermique calculé est de 68 m, et la distance entre forages est alors égale à plus de deux fois le rayon thermique, ce qui est préconisé pour limiter leur influence réciproque (Carotenuto et al., 1991).

Pour le débit de 50 m3/h, le rayon thermique est de 96 m, une distance minimale de l’ordre de 200 m serait donc théoriquement plus appropriée pour limiter leur influence réciproque.



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Puits froid -Q50m Puits chaud - Q50 m Aquifère à Nîmes Puits froid - Q25 m Puits chaud - Q25

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)

Puits froid - Q50 Puits chaud - Q50 Aquifère à Nîmes

Air à Nîmes Puits froid - Q25 Puits chaud - Q25

Illustration 64 – Comparaison des températures simulées pour des débits de 50 et 25 m3/h, et une distance entre forages de 150 m



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P. utile injectée - Q50 P. utile pompée - Q50 P. utile injectée - Q25 P. utile pompée - Q25

Puits chaud

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Puits froid

Illustration 65 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour des débits de 50 et 25 m3/h, et une distance entre forages de 150 m



1ère

année Bal20 Forage200 Q25

T = 4 mois

T = 10 mois

15ème année

Bal20 Forage200 Q25

T = 4 mois

T = 10 mois

Illustration 66 – Comparaison des températures des « panaches » d’eau réchauffée et d’eau refroidie pour les simulations bal20, Forage200, et Q25



• L = 150 m, débit de 50 et 100 m3/h

Comparons ensuite deux simulations avec des débits d’exploitation de 50 et 100 m3/h, toujours pour une distance entre forages de 150 m.



bal20 Nîmes 20 10 5.10-3 15 0,4 0,2 50 150 +2,7 40 -0,6 22

Q100 Nîmes 20 10 5.10-3 15 0,4 0,2 100 150 +1,9 41 -3,2 -7

Dans ce cas de figure, on voit que le stockage dans le puits froid est complètement perturbé par l’influence des eaux réchauffées quand le débit d’exploitation est de 100 m3/h. La quantité d’énergie stockée n’est pas du tout récupérée, et c’est même l’inverse (pourcentage négatif) puisque les eaux pompées sont plus chaudes que la nappe à sa température de référence (Illustration 67 et Illustration 68).

Dans ce cas, on voit qu’une distance entre forages de 150 m n’est pas suffisante pour un débit de 100 m3/h. Le rayon thermique calculé étant de 135 m, il faudrait théoriquement envisager d’espacer les forages d’au moins deux fois cette distance, soit 270 m.



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Puits froid - Q50 Puits chaud - Q50 Aquifère à Nîmes Puits froid - Q100 Puits chaud - Q100

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Tem

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Puits froid - Q50 Puits chaud - Q50 Aquifère à NîmesAir à Nîmes Puits froid - Q100 Puits chaud - Q100

Illustration 67 – Comparaison des températures simulées pour des débits de 50 et 100 m3/h, et une distance entre forages de 150 m



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Puits froid

Illustration 68 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour des débits de 50 et 100 m3/h, et une distance entre forages de 150 m



6.3.9. Influence des conditions climatiques

Les conditions climatiques de Nîmes et de Nantes sont comparées au travers de deux simulations réalisées avec les paramètres indiqués dans le tableau ci–après. En rappel, la température initiale de l’aquifère est de 14,5°C et 12,5°C respectivement à Nîmes et à Nantes.

Les températures simulées dans les mailles correspondant aux puits chaud et froid (Illustration 69) sur les deux derniers cycles montrent qu’en fin de cycle de pompage :

- dans le puits chaud, le gain en température par rapport à la nappe est de +2°C et +2,3°C respectivement à Nîmes et à Nantes ;

- dans le puits froid, les températures sont supérieures à celle de la nappe de 1,4°C et 1,2°C respectivement à Nîmes et à Nantes.

Ces deux simulations sont donc très ressemblantes du point de vue des températures simulées aux mailles contenant les puits chaud et froid.

La comparaison des puissances utiles injectées et pompées (Illustration 70) montre également des résultats similaires pour les deux simulations. Les puissances négatives en fin de cycle de pompage au puits froid résultent, par convention, du fait que la température des eaux pompées est supérieure à celles de la nappe à l’état initial (on récupère donc moins d’énergie que par simple pompage sans stockage).

Le taux de récupération reste médiocre, en particulier du fait de la présence d’un écoulement dans la nappe.


Simul. Tair m m m/s % ‰ m/j m3/h m °C % °C %

Bal3A2 Nîmes 5 10 5.10-3 15 0,4 0,2 50 150 +2 37 -1,4 17

Nantes Nantes 5 10 5.10-3 15 0,4 0,2 50 150 +2,3 36 -1,2 22



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12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)

Puits froid - Nîmes Puits chaud - Nîmes Aquifère - NîmesPuits froid - Nantes Puits chaud - Nantes Aquifère - Nantes

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)

Puits froid - Nîmes Puits chaud - Nîmes Aquifère à Nîmes Air extérieur à NîmesPuits chaud - Nantes Puits froid - Nantes Aquifère à Nantes Air extérieur à Nantes

Illustration 69 – Comparaison des températures simulées pour les conditions climatiques de Nîmes et de Nantes



0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)

P. utile injectée - Nîmes P. utile pompée - Nîmes P. utile injectée - Nantes P. utile pompée - Nantes

Puits chaud

-400

-200

0

200

400

600

800

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)

P. utile injectée - Nîmes P. utile pompée - Nîmes P. utile injectée - Nantes P. utile pompée - Nantes

Puits froid

Illustration 70 – Comparaison des puissances thermiques utiles pour les conditions climatiques de Nîmes et de Nantes



6.4. CONCLUSIONS

6.4.1. Synthèse des résultats de l’analyse de sensibilité

Les résultats de l’analyse de sensibilité des paramètres hydrogéologiques (géométrie, caractéristiques hydrodynamiques et thermiques de l’aquifère) et d’exploitation (débit et distance entre forages du doublet) menée sur un jeu de 26 simulations numériques, ont été présentés dans les paragraphes précédents.

Pour cette analyse de sensibilité, l’efficacité du stockage thermique a été évaluée et comparée à l’aune :

- du delta de température entre les eaux pompées au puits chaud (ou au puits froid), en fin de période de pompage de 4 mois, et la température de référence de l’aquifère ;

- du rapport, pour un puits, entre la quantité d’énergie pompée sur un cycle de 4 mois, et celle injectée à ce même puits sur le cycle de 4 mois précédent. Ce taux de restitution est exprimé en pourcentage.

Pour l’ensemble des simulations au puits chaud :

- le delta de température varie de +7,9°C à -0,4°C, avec une moyenne de +2,5°C ;

- le taux de récupération de l’énergie varie de +74% à -1%, avec une moyenne de 36%.

Pour l’ensemble des simulations au puits froid :

- le delta de température varie de +2°C à -3,2°C, avec une moyenne de +0,08°C ;

- le taux de récupération de l’énergie varie de +66% à -7%, avec une moyenne de 26%.

L’efficacité thermique au puits chaud est globalement meilleure qu’au puits froid, ceci étant dû au fait que la quantité d’énergie stockée y est plus importante, et que, dans certains cas, le stock d’eau réchauffée vient influencer le stock d’eau refroidie (cas où les forages ne sont distants que de 150 m par exemple).

Cette analyse de sensibilité sur modélisations numériques a permis d’évaluer l’influence relative des différents paramètres sur l’efficacité du stockage thermique en aquifère, en restant dans des gammes de valeurs dérivant des caractéristiques du site du Ctifl de Balandran. Elle a également permis d’illustrer la complexité des phénomènes qui entrent en jeu dans le stockage thermique en aquifère. Un même paramètre pourra avoir à la fois des effets positif et négatif sur le stockage (épaisseur de l’aquifère par exemple), ou bien encore avoir un effet positif dans une gamme de valeurs et négatif dans une autre en fonction des valeurs des autres paramètres (le débit d’exploitation jouera en positif ou négatif en fonction de l’épaisseur de l’aquifère et de la distance entre forages par exemple). Cette interdépendance des différents paramètres est mise en exergue dans l’analyse de sensibilité. Le taux de récupération



varie de valeurs négatives à des valeurs très significatives (74%). La conclusion à retenir est que chaque site est un cas particulier, qui nécessitera un dimensionnement précis en fonction de son contexte hydrogéologique.

Que ce soit au puits froid ou au puits chaud, on voit que la vitesse naturelle d’écoulement de l’aquifère est le facteur qui va le plus conditionner l’efficacité du stockage thermique. Les taux de restitution les meilleurs sont obtenus pour les cas « théoriques » (et jamais rencontrés dans la nature …) d’absence d’écoulement. Les gammes de vitesses testées sont très réalistes, et elles se rencontrent dans de nombreux contextes hydrogéologiques.

La distance entre les forages est un paramètre important également, pour limiter les interférences entre stocks d’eau.

6.4.2. Evaluation de la préfaisabilité sur le site du Ctifl de Balandran

a) Aperçu du contexte géologique et hydrogéologique

Le Ctifl de Balandran, près de Nîmes, est situé sur la nappe des cailloutis du Villafranchien (Pliocène supérieur), qui font partie des formations détritiques des Costières. L’épaisseur des cailloutis est de l’ordre d’une dizaine de mètres au droit du site. Elle peut atteindre une vingtaine de mètres maximum dans le secteur.

Illustration 71 – Géologie simplifiée du site du Ctifl de Balandran, près de Nîmes



Ces cailloutis d’origine fluviatile reposent sur des sables argileux fins peu épais attribués à l’Astien (quand ils n’ont pas été érodés), qui surmontent eux-mêmes une série très épaisse (plus de 100 m d’épaisseur) d’argiles et de marnes du Pliocène inférieur, qui forment un substratum imperméable.

Un sondage pétrolier (indice BSS 0965-7X-0017) réalisé à Bellegarde en 1950, qui a atteint la profondeur totale de 267,1 mètres, a fait apparaître une épaisseur d’argiles attribuées au Pliocène inférieur, de plus de 200 mètres. Des niveaux de grès et d’argiles (attribués au Miocène) ont été rencontrés de 228 à 237 mètres, et des niveaux de calcaires et marnes (attribués au Crétacé inférieur) n’ont été atteints qu’à partir de 237 mètres de profondeur.

Cette coupe géologique permet de dire que la nappe superficielle contenue dans les cailloutis du Villafranchien est la seule qu’il soit envisageable de cibler, au niveau du secteur du Ctifl, pour le stockage thermique. En effet, les autres formations éventuellement aquifères seraient les niveaux de grès du Miocène et/ou les calcaires du Crétacé, mais leur profondeur est rédhibitoire (plus de 200 mètres), et les investigations seraient lourdes pour effectuer leur caractérisation hydrogéologique.

La nappe superficielle contenue dans les cailloutis est une nappe libre, dont les variations piézométriques annuelles sont de l’ordre de 2 m (Illustration 72).

Piézo 0965-6X-0066 - CTIFL Balandran

46

46.5

47

47.5

48

48.5

49

49.5

50

01/12/03 10/03/04 18/06/04 26/09/04 04/01/05 14/04/05 23/07/05 31/10/05 08/02/06 19/05/06

Date

Cot

e pi

ézom

étri

que

(mN

GF)

Illustration 72 – Variations piézométriques enregistrées sur le site du Ctifl de Balandran

Le niveau piézométrique de la nappe est à quelques mètres seulement du sol. Des mesures piézométriques effectuées sur les quelques forages (non nivelés) avoisinants



ont conduit à estimer un gradient piézométrique d’environ 2‰. Cette valeur est compatible avec les études antérieures effectuées dans le cadre d’extension de carrières proches du site (Sauvel, 1988, BERGA-Sud, 2001 et 2005).

Un essai de pompage par paliers, réalisé par le Brgm en août 2006 sur l’un des puits du site, d’une profondeur de 7 m, a permis d’évaluer une transmissivité de l’ordre de 1,5.10-2 m2/s, soit une perméabilité de l’ordre de 5.10-3 m/s, en considérant une épaisseur aquifère mouillée de l’ordre de 3 m dans ce puits. L’essai de pompage montre une bonne transmissivité de la formation des cailloutis, avec une stabilisation très rapide des niveaux (Illustration 73). Il n’a pas été possible d’évaluer la porosité, faute de suivi possible des rabattements sur un piézomètre d’observation. Pour la modélisation, une valeur arbitraire de 5-15% a été attribuée, valeur courante dans ce type de formation.

Essai de pompage - Station A Balandran - 02/08/2006

0.00

0.50

1.00

1.50

2.00

2.50

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180

Temps écoulé (min)

Rab

atte

men

t (m

)

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

Déb

it (m

3/h)

Rabattement (m)Débit (m3/h)

Illustration 73 – Résultat de l’essai de pompage par paliers sur le site du Ctifl de Balandran

b) Résultats de simulations et conclusions

Les simulations numériques dont les paramètres sont les plus proches de ceux de Balandran sont numérotées de 1 à 4 (Illustration 74). Le débit testé est de 50 m3/h.

Avec ses conditions de faible épaisseur aquifère (< 10 m) et de faible couverture (< 4 m), ce site ne se présente pas, a priori, comme idéal pour obtenir de fortes valeurs de rendement de stockage thermique. L’expérience in situ, réalisée à Campuget, donc à proximité relative, à la fin des années 1970, avait conclu à un taux de récupération de chaleur de moins de 20% (cf. §4.2.1). Il faut noter cependant qu’il s’agissait d’une



expérience de courte durée, et avec un petit volume de stockage. Un stockage intersaisonnier mettant en jeu de plus grands volumes, et réalisé sur plusieurs années augmenterait ses chances de succès : diminution des pertes thermiques avec le stockage de plus grands volumes, création d’un « coussin » thermique autour des forages au cours du temps.

Les résultats des simulations 1 à 4 confirment cependant qu’avec les conditions hydrogéologiques du Ctifl, la limite entre rendement thermique acceptable ou quasi nul tient à peu de chose ... L’efficacité du stockage thermique est notamment fortement conditionnée par la valeur de l’écoulement (Illustration 75). Pour un gradient de 2‰, elle serait quasi nulle. Pour un gradient de 0,4‰, elle serait de l’ordre de 39% au puits chaud, et de 27% au puits froid, pour une distance entre forages de 200 m.

Pour conclure quant à la préfaisabilité sur le site de Balandran, l’établissement d’une carte piézométrique plus fine afin de déterminer le gradient hydraulique avec plus de précision semble donc indispensable. De plus, un essai de pompage avec suivi du rabattement dans un piézomètre d’observation permettrait de mieux cerner à la fois la transmissivité, et la porosité.

Dans tous les cas, il semblerait qu’il ne faille cependant pas s’attendre à des taux de restitution de plus de 50%.

Si les chances de réussite du stockage thermique en aquifère sur ce site étaient jugées trop minces, l’option de l’exploitation « simple » de la nappe à sa température naturelle, par doublet de forages (1 forage de pompage, et 1 forage de réinjection, cf. §4.1.2), en association avec une pompe à chaleur, pourrait être envisagée.



Paramètres

Epaisseur de la couverture

Epaisseur de l'aquifère

Epaisseur éponte inférieure

Perméabilité horizontale Transmissivité Porosité

Gradient hydraulique

Vitesse de Darcy

Vitesse réelle de la nappe

Rapport perméabilité horizontale / verticale

Distance entre puits

Débit de pompage

Capacité calorifique de l'aquifère

Conductivité thermique de l'aquifère

Dispersivité longitudinale

Dipersivité transversale

Rayon thermique (sur 4 mois d'injection)

Déplacement du front thermique sur 6 mois

Sigle Ec Ea Ei Kh T = K . Ea ε i V = K . i u = V / ε Kh / Kv L Q γa λa αL αT

Vth = V.γf/γa Vth /V Vth / u Rth dth

Nom Unité m m m m/s m²/s % ‰ m/j m/j - m m3/h MJ/m3/°C W/m/°C m m m/j - - m mbal3A3 1 5 10 30 5.00E-03 5.00E-02 15 2 0.86 5.76 1 150 50 2.09 2.09 7.5 2.5 1.73 2.0 0.3 96 311bal3A2 2 5 10 30 5.00E-03 5.00E-02 15 0.4 0.17 1.15 1 150 50 2.09 2.09 7.5 2.5 0.35 2.0 0.3 96 62sup7 3 5 10 30 5.00E-03 5.00E-02 15 0.4 0.17 1.15 1 200 50 2.09 2.09 7.5 2.5 0.35 2.0 0.3 96 62bal3A1 4 5 10 30 5.00E-03 5.00E-02 15 0 0 0 1 150 50 2.09 2.09 7.5 2.5 0 - - 96 0sup4 5 5 25 30 5.00E-03 1.25E-01 15 0.4 0.17 1.15 1 150 50 2.09 2.09 7.5 2.5 0.35 2.0 0.3 61 62sup5 6 5 25 30 5.00E-03 1.25E-01 15 0.4 0.17 1.15 1 200 50 2.09 2.09 7.5 2.5 0.35 2.0 0.3 61 62Q25 7 20 10 30 5.00E-03 5.00E-02 15 0.4 0.17 1.15 1 150 25 2.09 2.09 7.5 2.5 0.35 2.0 0.3 68 62bal20-disper 8 20 10 30 5.00E-03 5.00E-02 15 0.4 0.17 1.15 1 150 25 2.09 2.09 5 1.7 0.35 2.0 0.3 68 62bal20 9 20 10 30 5.00E-03 5.00E-02 15 0.4 0.17 1.15 1 150 50 2.09 2.09 7.5 2.5 0.35 2.0 0.3 96 62Q100 10 20 10 30 5.00E-03 5.00E-02 15 0.4 0.17 1.15 1 150 100 2.09 2.09 7.5 2.5 0.35 2.0 0.3 135 62Forage200m 11 20 10 30 5.00E-03 5.00E-02 15 0.4 0.17 1.15 1 200 50 2.09 2.09 7.5 2.5 0.35 2.0 0.3 96 62capt3B_gig 12 20 25 30 2.50E-02 6.25E-01 15 2 4.32 28.80 1 150 50 2.09 2.09 7.5 2.5 8.65 2.0 0.3 61 1557capt3C_gig 13 20 25 30 2.50E-02 6.25E-01 15 4 8.64 57.60 1 150 50 2.09 2.09 7.5 2.5 17.30 2.0 0.3 61 3114capt3A_gig 14 20 25 30 2.50E-02 6.25E-01 15 0.4 0.86 5.76 1 150 50 2.09 2.09 7.5 2.5 1.73 2.0 0.3 61 311sup2 15 20 25 30 5.00E-03 1.25E-01 15 0.4 0.17 1.15 1 200 25 2.09 2.09 7.5 2.5 0.35 2.0 0.3 43 62capt3_gig 16 20 25 30 5.00E-03 1.25E-01 15 0.4 0.17 1.15 1 150 50 2.09 2.09 7.5 2.5 0.35 2.0 0.3 61 62sup1 17 20 25 30 5.00E-03 1.25E-01 15 0.4 0.17 1.15 1 200 50 2.09 2.09 7.5 2.5 0.35 2.0 0.3 61 62sup6 18 20 25 30 5.00E-03 1.25E-01 15 0.4 0.17 1.15 1 200 50 2.09 2.09 5 1.7 0.35 2.0 0.3 61 62sup3 19 20 25 30 5.00E-03 1.25E-01 15 0.4 0.17 1.15 1 200 100 2.09 2.09 7.5 2.5 0.35 2.0 0.3 86 62capt1A_gig 20 20 25 30 5.00E-03 1.25E-01 15 0 0 0 1 150 50 2.09 2.09 7.5 2.5 0 - - 61 0sup8 21 20 25 30 5.00E-04 1.25E-02 15 0.4 0.02 0.12 1 150 50 2.09 2.09 7.5 2.5 0.03 2.0 0.3 61 6capt1B_gig 22 20 25 30 5.00E-03 1.25E-01 5 0 0 0 1 150 50 1.84 2.26 7.5 2.5 0 - - 65 0sup1A 23 20 25 30 5.00E-03 1.25E-01 15 0 0 0 1 200 50 2.09 2.09 7.5 2.5 0 - - 61 0Nantes T2 24 5 10 30 5.00E-03 5.00E-02 15 0.4 0.17 1.15 1 150 50 2.09 2.09 7.5 2.5 0.35 2.0 0.3 96 62Hollande4 25 30 30 30 3.75E-04 1.13E-02 5 2.5 0.08 1.62 10 150 60 1.84 2.26 7 2.5 0.18 2.3 0.1 65 33Hollande5 26 30 30 30 3.75E-04 1.13E-02 30 2.5 0.08 0.27 10 150 60 2.46 1.83 7 2.5 0.14 1.7 0.5 56 25

Constantes utilisées : Conditions de pompage/injection :

γf 4.185 MJ/m3/°C Capacité calorifique volumique de l'eau Tous Cycles 4 mois de pompage/réinjectionγs 1.72 MJ/m3/°C Capacité calorifique volumique du matériau "sec" (solide) entrecoupés de 2 mois de reposλf 0.6 W/m/°C Conductivité thermique de l'eauλs 2.35 W/m/°C Conductivité thermique du matériau "sec" (solide) Nîmes / Nantes 28 °C Température d'injection dans le puits chaud

10 °C Température d'injection dans le puits froid

14.5 °C Température moyenne aquifère à Nîmes12.5 °C Température moyenne aquifère à Nantes

"Hollande" 19 °C Température d'injection dans le puits chaud6.6 °C Température d'injection dans le puits froid

12.8 °C Température moyenne aquifère en "Hollande"

ExploitationGéométrie Hydraulique Paramètres de calcul du transfert thermique

Vitesse de front thermique

Illustration 74 – Tableau récapitulatif des simulations numériques effectuées : paramètres



Température simulée en fin de cycle de pompage

Ecart / T° de la nappe

% de récupération de l'énergie "utile" stockée sur le dernier cycle (4 mois)

Température simulée en fin de cycle de pompage

Ecart / T° de la nappe

% de récupération de l'énergie "utile" stockée sur le dernier cycle (4 mois)

Résultat Tair Taquifère Tc δTc (*) Globale "Utile" Globale "Utile" (*) Globale "Utile" (*) Tf δTf (**) Globale "Utile" Globale "Utile" (**) Globale "Utile" (**)

Nom Unité °C °C °C °C GJ/mois GJ/mois GJ/mois GJ/mois GJ/mois GJ/mois % °C °C GJ/mois GJ/mois GJ/mois GJ/mois GJ/mois GJ/mois %bal3A3 1 Nîmes 14.5 14.5 0.0 4280 2064 2313 96 2210 -6 5% 15.1 -0.6 1529 688 2219 -3 2313 -96 0%bal3A2 2 Nîmes 14.5 16.5 2.0 4280 2064 2979 762 2516 299 37% 15.9 -1.4 1529 688 2101 115 2425 -208 17%sup7 3 Nîmes 14.5 17.0 2.5 4280 2064 3022 805 2600 383 39% 14.8 -0.3 1529 688 2029 188 2257 -40 27%bal3A1 4 Nîmes 14.5 18.2 3.7 4280 2064 3341 1125 2785 568 55% 15.9 -1.4 1529 688 2023 193 2425 -209 28%sup4 5 Nîmes 14.5 16.1 1.6 4280 2064 2758 541 2456 240 26% 14.5 0.0 1529 688 2089 127 2224 -7 19%sup5 6 Nîmes 14.5 16.1 1.6 4280 2064 2765 547 2463 246 27% 14.5 0.0 1529 688 2086 131 2217 0 19%Q25 7 Nîmes 14.5 16.9 2.4 2140 1032 1430 321 1291 182 31% 14.1 0.4 764 344 1023 85 1077 31 25%bal20-disper 8 Nîmes 14.5 16.9 2.4 2140 1032 1437 328 1290 181 32% 14.1 0.4 764 344 1019 89 1075 33 26%bal20 9 Nîmes 14.5 17.2 2.7 4280 2064 3036 819 2635 418 40% 15.1 -0.6 1529 688 2063 153 2311 -95 22%Q100 10 Nîmes 14.5 16.4 1.9 8560 4127 6106 1673 5015 581 41% 17.7 -3.2 3057 1376 4535 -102 5425 -992 -7%Forage200m 11 Nîmes 14.5 17.8 3.3 4280 2064 3087 870 2727 510 42% 13.9 0.6 1529 688 3087 870 2727 510 35%capt3B_gig 12 Nîmes 14.5 14.1 -0.4 4280 2064 2189 -28 2152 -65 -1% 15.1 -0.6 1529 688 2262 -45 2307 -90 -7%capt3C_gig 13 Nîmes 14.5 14.3 -0.2 4280 2064 2194 -22 2180 -37 -1% 14.8 -0.3 1529 688 2249 -32 2268 -51 -5%capt3A_gig 14 Nîmes 14.5 14.6 0.1 4280 2064 2232 15 2226 9 1% 14.5 0.0 1529 688 2218 -2 2220 -4 0%sup2 15 Nîmes 14.5 15.4 0.9 2140 1032 1266 156 1181 71 15% 14.4 0.1 764 344 1067 41 1096 11 12%capt3_gig 16 Nîmes 14.5 16.2 1.7 4280 2064 2749 531 2472 253 26% 14.1 0.4 1529 688 2061 154 2161 55 22%sup1 17 Nîmes 14.5 16.2 1.7 4280 2064 2757 539 2480 262 26% 14.1 0.4 1529 688 2056 159 2152 64 23%sup6 18 Nîmes 14.5 16.2 1.7 4280 2064 2757 539 2480 262 26% 14.1 0.4 1529 688 2056 159 2152 64 23%sup3 19 Nîmes 14.5 17.2 2.7 8560 4127 6032 1598 5256 822 39% 13.8 0.7 3057 1376 3946 487 4233 200 35%capt1A_gig 20 Nîmes 14.5 20.8 6.3 4280 2064 3606 1391 3186 969 67% 13.7 0.8 1529 688 1852 365 2092 125 53%sup8 21 Nîmes 14.5 21.4 6.9 4280 2064 3647 1430 3267 1049 69% 13.4 1.1 1529 688 1842 374 2050 166 54%capt1B_gig 22 Nîmes 14.5 21.7 7.2 4280 2064 3696 1479 3318 1101 72% 13.6 0.9 1529 688 1849 367 2076 139 53%sup1A 23 Nîmes 14.5 22.4 7.9 4280 2064 3752 1535 3423 1206 74% 12.5 2.0 1529 688 1762 454 1914 302 66%Nantes T2 24 Nantes 12.5 14.8 2.3 4280 2369 2770 859 2267 356 36% 13.7 -1.2 1529 382 1828 83 2088 -177 22%Hollande4 25 Nantes 12.8 14.3 1.5 3485 1137 2897 548 2634 284 48% 11.2 1.6 1211 1137 1792 554 2053 293 49%Hollande5 26 Nantes 12.8 14.7 1.9 3485 1137 2948 598 2692 342 53% 10.9 1.9 1211 1137 1745 601 2000 346 53%

Signification des termes et signes

(*) une valeur négative indique que la température (**) une valeur négative indique que la températureen fin de pompage au puits chaud en fin de pompage au puits froidest inférieure à la température initiale de la nappe est supérieure à la température initiale de la nappe

Puissance thermique globale P = γf.Q.T Puissance thermique "utile" P = γf.Q.(T - Taquifère)

avec T température de l'eau pompée ou injectée (par rapport à la température initiale de l'aquifère)

Synthèse des résultats de simulations numériques - Pour la 15ème année d'exploitationPuits chaud Puits froid

Puissance thermique pompée, en valeur

moyenne sur le dernier cycle de 4

mois

Puissance thermique pompée, à la fin du dernier cycle de pompage

Puissance thermique stockée au puits froid

Puissance thermique stockée au puits

chaud

Puissance thermique pompée, à la fin du dernier cycle de pompage

Puissance thermique pompée, en valeur moyenne sur le dernier cycle de 4 mois

Conditions climatiques

Illustration 75 – Tableau récapitulatif des simulations numériques effectuées : principaux résultats



7. Estimation financière des coûts d’investissement et de maintenance

7.1. LES ETAPES DE LA MISE EN ŒUVRE

7.1.1. Préambule

L’étude d’un projet comporte, normalement, plusieurs étapes de précision croissante. Après chacune d’entre-elles, le promoteur du projet décide s'il passe ou non à l'étape suivante du projet. Au début, il s’agit de comparer plusieurs solutions ou sites (étude technico-économique préliminaire), les montants engagés sont faibles et la marge d’incertitude est grande mais son objet primordial est le rejet de certaines solutions. Par la suite, une variante est privilégiée pour être mieux étudiée afin de préciser les espoirs de rentabilité et de cerner les points qu’il sera plus important d’étudier lors de la faisabilité (importance du coût ou importance technologique). C’est la vraie étude préliminaire de faisabilité (ou préfaisabilité). Enfin, si la décision est prise de poursuivre, l’étude de faisabilité du scénario retenu sera réalisée. C’est sur ce dossier que la décision finale sera prise d’engager ou non les travaux et les études d’ingénierie proprement dites.

Illustration 76 – Exactitude des estimations de coûts de projet (Gordon, 1989)



L’illustration précédente (Illustration 76) est tirée de « Outils d’analyse des projets d’énergie propre », RETScreen International, disponible sur le site des Ressources Naturelles du Canada : http://www.retscreen.net/.

7.1.2. Les étapes

La validation d’un projet de stockage thermique en aquifère nécessite, en plus des études de conception inhérentes à tout projet, une étude de faisabilité comprenant principalement :

- une étude hydrogéologique destinée à valider le potentiel hydrogéologique du site donc la définition de la solution, et à fournir aux services instructeurs les éléments nécessaires à la validation du dossier ICPE ou Loi sur l’eau (notice d’incidence) ;

- une étude comparative énergétique.

a) Détermination des besoins en eau en provenance de l’aquifère

Il s’agit, en premier lieu, de « convertir » les puissances chaude et froide nécessaires aux besoins du client, en débit d’eau à prélever sur la nappe, en fonction notamment des températures de réinjection dans les puits froid et chaud.

C’est ce qui a été fait dans les phases 1 (cf. §0) et 2 (cf. §3) de la présente étude.

b) Etude hydrogéologique

Cette étude requiert l’intervention d’un bureau d’étude hydrogéologique spécialisé. En parallèle des différentes phases d’un projet, l’étude peut être décomposée selon les étapes suivantes :

- étape 1 : étude préalable, cette étape consiste principalement à identifier le potentiel du sous-sol, de la ressource à partir des données existantes sur le site, et statuer sur les possibilités de recourir à la nappe aquifère pour les usages concernés ;

- étape 2 : étude de faisabilité, qui a pour but d’affiner la démarche d’identification entreprise préalablement, en précisant notamment les caractéristiques comportementales de la nappe souterraine et les caractéristiques dimensionnelles des ouvrages ;

- étape 3 : dossier réglementaire : élaboration du dossier administratif (dans le cas d’une installation soumise à déclaration ou à autorisation) destiné aux services instructeurs ;

- étape 4 : étude de conception et suivi des travaux de forages et d’équipements afférents. Dans cette étape, le bureau d’étude hydrogéologique intervient en tant qu’assistant à la maîtrise d’oeuvre de la phase conception à la réception des travaux.



• Analyse de la garantie de la ressource

En dehors de projets pour lesquels le contexte hydrogéologique est parfaitement maîtrisé (forages antérieurs sur le site ou très proches, essais menés sur site au titre de la surveillance des aquifères, etc.), la disponibilité de la ressource, élément essentiel à la prise de décision d’adopter la solution stockage thermique en aquifère, doit être garantie. Idéalement, la garantie de la disponibilité de la ressource peut être assurée par la mise en oeuvre d’un forage test qui, par la réalisation d’essais de pompage, permettra de déterminer :

- la constitution précise du sous-sol au droit du projet ;

- le débit maximal possible en exploitation sur le long terme ;

- les paramètres (transmissivité, porosité, qualité d’eau) ;

- les caractéristiques des ouvrages à créer (profondeur, diamètre, etc.).

Pour être bien interprété et avoir une valeur fiable, le forage test doit être bien réalisé. Sa réalisation et son suivi doivent être assurés par des prestataires spécialisés (foreur et bureau d’études en hydrogéologie).

• Détermination de la qualité de l’eau de la nappe

La « qualité » de l’eau qui sera pompée dans la nappe est un paramètre déterminant :

- dans le choix de l’échangeur et des équipements constituant la boucle géothermique : · les accessoires de robinetterie (vannes, filtres, etc.) ; · le réseau de tuyauteries assurant la liaison entre les puits et l’échangeur ; · les équipements de puits : pompes, tubes et crépines ;

- et dans la définition des contraintes de maintenance (fréquences des opérations d’entretien et de remplacement) donc des coûts d’investissement et d’exploitation.

Ces caractéristiques sont déterminées à partir d’une analyse de l’eau prélevée dans l’aquifère. Elle permettra, en première approche, d’estimer le risque de corrosion électrochimique par calcul de l’index de Ryznar (Annexe 5).

c) Adéquation besoins/ressources

En fonction de l’écart entre le potentiel présumé du site (« débit maximum probable ») et le débit maximum utile (débit permettant de satisfaire la totalité des besoins théoriques), une analyse doit être menée pour définir le taux de couverture possible par la géothermie et le meilleur compromis entre ce taux de couverture et les coûts d’investissement.

Cette analyse permettra de préciser le nombre, la disposition des forages nécessaires et les débits qui seront sollicités dans chacun d’eux et leur évolution au cours du temps.



d) Analyse économique (étude comparative)

Une étude comparative est indispensable pour justifier du point de vue économique l’utilisation de la nappe aquifère et le meilleur scénario d’équipement possible.

L’analyse en coût global implique la prise en compte :

- des coûts d’investissement (y compris les coûts induits locaux techniques, sujétions de génie civil ou serrurerie, etc.) ;

- des coûts de fonctionnement (coûts énergétiques, maintenance annuelle, gros entretien).

Les besoins énergétiques évoluent au cours du jour, de l’année, des variations climatiques pluriannuelles. La détermination de ces flux permet de déterminer les coûts énergétiques des solutions envisagées. Cette approche permet, en particulier, de calculer les quantités d’eau à prélever pour équilibrer ces flux.

e) Montage administratif, juridique et financier

• Contexte réglementaire

Pour mémoire, cf. §8.

• Démarches administratives

Pour mémoire, cf. §8.

• Couverture du risque géologique : Procédure AQUAPAC

Cette procédure de « garantie sur la ressource en eau souterraine à faible profondeur (jusqu’à 100 m) utilisée à des fins énergétiques » est destinée à couvrir les risques d’aléas et de non pérennité de la ressource. Le texte complet est donné en annexe (Annexe 7).

Aléas : malgré toutes les précautions pouvant être prises (études préliminaires, conception), la pérennité de la ressource en eau de nappe ne peut être complètement assurée. Si un forage d’essai n’a pu être réalisé, l’adhésion à cette procédure est une précaution indispensable.

Garantie de recherche : elle couvre le risque d’échec consécutif à la découverte d’une ressource en eau souterraine insuffisante pour le fonctionnement des installations tel qu’il avait été prévu. Le forage de réinjection est inclus dans la garantie.

Pérennité : même en cas de confirmation de la disponibilité de la ressource (après un essai de pompage sur site), l’adhésion à cette procédure reste pertinente pour faire face à des évolutions futures pouvant compromettre l’exploitation de l’aquifère :

- diminution de la ressource ;



- dégradation de la qualité de l’eau.

Le coût de cette assurance est de l’ordre de :

- 10% du prix de l’ouvrage pour le risque géologique ;

- 3% pour la garantie de pérennité.

7.2. CRITERES DE CONCEPTION DE LA BOUCLE GEOTHERMIQUE – DIMENSIONNEMENT DES EQUIPEMENTS

Le dimensionnement de cette partie du dispositif (doublet de forages réversibles) va être conditionné par des critères économiques (optimisation de la rentabilité) et des contraintes physiques (conditions hydrogéologiques, géographiques).

En premier lieu, le dimensionnement sera conditionné par un débit d’exploitation apte à satisfaire un besoin exprimé (puissance installée) et compatible avec les conditions hydrogéologiques locales. Le débit pris en compte sera le débit d’exploitation maximal.

La surface de terrain disponible et les conditions hydrogéologiques vont imposer le positionnement des forages et leur écartement. Ce qui définira une longueur de conduites.

Les critères d’optimisation vont porter sur :

- Les vitesses d’écoulement : · vitesse critique d’entrée dans les crépines (critère physique) ; · vitesse de circulation dans les conduites (optimisation économique).

- Les pertes de charge générées par le système : · pertes de charges dans les formations aquifères en pompage et à l’injection

(conditions hydrogéologiques) ; · pertes de charges dues à l’équipement du puits (crépine, tubage, accessoires,

zone remaniée aux abords du puits) ; · pertes de charges dans les conduites et accessoires (vannes, coudes,

débitmètres, etc.) ; · pertes de charge dues au filtre et surtout à l’échangeur intermédiaire.



Géothermie très basse énergie - Doublet de forages réversiblesSchéma de fonctionnement en Eté

Puits froid Puits chaud

Niveau hydrostatique

Débitmètre Thermocouple

Clapet antiretour

Vannefermée

Vanneouverte

Thermomètre

SERRES

Illustration 77 – Schéma technique type d’un dispositif de stockage thermique en aquifère

7.2.1. Forages

Le nombre de forages nécessaires dépendra donc du débit maximal demandé et de l’aptitude des formations aquifères à satisfaire un tel débit ponctuel. Sachant que le nombre sera un multiple de deux (puits de pompage d’hiver et puits de pompage d’été). Economiquement, il n’y a aucun intérêt particulier à multiplier les ouvrages : à même débit cumulé, deux forages reviennent plus chers qu’un seul et deux pompes de débit moitié ont un moins bon rendement unitaire et génèrent un souci supplémentaire d’équilibrage des prélèvements (commande électronique plus complexe et plus sensible). En revanche, une seconde pompe permet de garantir une production, certes amoindrie, en cas de panne de l’une d’elle.

La pérennité de l’ouvrage dépendra de la nature des équipements mais aussi des caractéristiques physico-chimiques de l’eau (corrosion, incrustation).

Le coût d’un forage dépend des éléments suivants (Illustration 78) :



Facteur Elément de coût

Situation géographique Amenée et repli du matériel de forage Nature des terrains à traverser Choix du matériel de foration

Durée de foration Equipement (tubage,)

La nature de l’aquifère Equipement (crépines, massif filtrant, traitement mécanique ou chimique pour accroître la perméabilité à proximité immédiate de l’ouvrage)

La profondeur du niveau piézométrique, la transmissivité de l’aquifère, le débit à extraire

Diamètre de l’ouvrage et choix de la pompe (diamètre et profondeur de la chambre de pompage)

Illustration 78 – Eléments de coût d’un forage

La démarche pour définir le mode de foration, les diamètres et les caractéristiques des équipements (crépines, massif filtrant, chambre de pompage, cimentation, etc.) est résumée par le schéma conceptuel donné ci après (Illustration 79).

On peut voir que, la vitesse d’écoulement dans les crépines, qui définit la surface de vide et le diamètre des crépines, et le diamètre du corps de pompe (fonction du débit d’exploitation et du type de pompe choisi), qui impose le diamètre et la profondeur de la chambre de pompage, sont les deux facteurs majeurs qui vont orienter la coupe technique du forage pour un débit maximum d’exploitation voulu.

a) Particularité de la réinjection dans la nappe

Le fait que les deux forages soient réversibles impose des contraintes supplémentaires.

En théorie, le débit est plafonné, en particulier, par :

- le rabattement maximal que l’on peut imposer dans le puits d’exhaure ;

- et par la surcharge maximale dans le puits d’injection.



Illustration 79 – Logigramme pour le choix des caractéristiques des forages



La hauteur de recharge dans le puits d’injection devrait donc théoriquement être symétrique de la hauteur de rabattement dans le puits d’exhaure.

En réalité, une perte de charge supplémentaire doit être vaincue pour faire pénétrer l’eau, elle peut résulter du colmatage :

- obturation d’une partie des pores par des bulles de gaz résultant d’une aération des eaux lors de leur transit entre les deux puits ou d’un simple dégazage lors de la décompression ;

- modification mécanique de l’arrangement des particules lorsque, sur un même forage, on passe du pompage à l’injection ;

- précipitations géochimiques sous l’effet des variations thermiques de la boucle (incrustations) ;

- développement de bactéries.

Un autre facteur sera la vitesse critique d’écoulement à travers des crépines sans perturber le massif filtrant lors du pompage et il est recommandé que l’on soit encore plus prudent en injection.

En pratique, il est généralement conseillé d’envisager des vitesses d’écoulement en injection de 1,5 à 3 fois plus faibles qu’en pompage selon les auteurs. Le facteur le plus communément cité est deux.

Par ailleurs, en nappe libre, il faudra faire attention à ce que la hauteur au dessus du niveau de la nappe au repos soit supérieure au rabattement constaté en pompage. Sinon, il sera nécessaire de prévoir une rallonge de tubage.

On est généralement amené à fermer de manière étanche l’ouvrage et à le mettre en légère charge (cela protège de toute retombée d’impureté, évite les émulsions air/eau néfastes aux problèmes d’incrustation).

Par ailleurs, la chambre de pompage doit pouvoir contenir, le corps de pompe et la conduite de refoulement, le (ou les) tube(s) d’injection qui doi(ven)t, dans tous les cas descendre jusqu’à environ 1,3 fois la profondeur du toit de la nappe au repos. Et un tube guide pour protéger la sonde de mesure.

Le conduite de refoulement peut être équipée d’un clapet permettant de s’en servir comme colonne d’injection mais un système plus commun consiste à prévoir deux colonnes d’injection indépendantes de l’exhaure. Le choix de deux colonnes de moindre diamètre, plutôt qu’une plus importante, évite de par trop surdimensionner la chambre de pompage du forage. Ces colonnes seront équipées de clapets de retenue pour garantir une certaine charge du circuit et éviter toute aération de l’eau d’injection.



Un tube d’injection

Diamètre intérieur en mm

Deux tubes d’injection

(pour la même vitesse d’écoulement) Diamètre intérieur en mm

75 (3") 53

100 (4") 70

150 (6") 106

Illustration 80 – Comparaison des diamètres intérieurs des tubes d’injection (un ou deux tubes)

Illustration 81 – Exemple d’aménagement de la chambre de pompage (en coupe)

Pour un tel choix d’équipement, il faudra envisager une chambre de pompage de 10 à 11" (10 à 11 pouces5) pour des pompes de 50 m3/h et de 13 à 15" pour des pompes de 100 à 150 m3/h.

La coupe technique du forage sera donc réalisée en fonction des critères propres à l’injection.

Un soin particulier sera porté au choix et à la pose du massif filtrant et à la cimentation des tubages (surtout en cas de mise en pression)

5 1 pouce = 25,4 mm.



b) Choix du foreur

Dans tous les cas, on fera appel pour le respect de ces règles de l'art, à un professionnel du forage, si possible détenteur du « Label Qualité » décerné par le Syndicat national des entrepreneurs de puits et de forages d'eau (www.sfeforagedeau.com).

Charte de qualité des puits et forages d’eau : Pour protéger la ressource en eau souterraine, le ministère de l'Aménagement du Territoire et de l'Environnement, les Agences de l'eau et le Syndicat des entreprises de Puits et Forages d'Eau ont mis en place une charte de qualité des puits et forages d'eau.

Cette charte présente les bonnes pratiques qu'il est nécessaire de respecter, afin d'éviter toute atteinte à la ressource tant d'un point de vue qualitatif (pollution provenant de la surface ou de mélange entre nappe) que quantitatif (perte d'une nappe dans une autre du fait d'un mauvais tubage de forage par exemple).

L'application de cette charte par les professionnels et leur engagement contractuel volontaire doivent permettre de garantir la pérennité et la qualité de la ressource en eau.

7.2.2. Crépines et tubes

Le dimensionnement et le choix du type de crépine sont fonction de la hauteur de la nappe aquifère, du débit souhaité et de la nature géologique des formations aquifères. Une attention particulière doit être portée au choix du matériau : en général inox bien que l’emploi du PVC reste possible. Une attention particulière sera également apportée au choix des matériaux constituant le massif filtrant entre la crépine et le terrain foré.

Attention aux risques d’arc électrochimiques, proscrire les changements de métaux sur une même colonne. Si la crépine est en inox, les tubes adjacents doivent également être dans le même inox. Le choix de la surface crépinée est fonction :

- de la granulométrie des formations aquifères ;

- de l’épaisseur de l’aquifère (hauteur à crépiner) ;

- du débit maximal d’exploitation souhaité ;

- de la vitesse d’écoulement retenue.

La vitesse maximale habituellement retenue à la traversée des crépines en pompage est résumée dans le tableau et l’illustration ci-dessous. Comme l’ouvrage sert également en injection, il est conseillé de diviser par deux ces valeurs.

A titre d’exemple, pour une vitesse critique de 2 cm/s (sable fin à moyen) nous avons évalué les diamètres théoriques de crépine de type à fil enroulé (les plus performantes mais aussi les plus coûteuses, slot d’ouverture 40/1000") pour différentes épaisseurs d’aquifère et différents débits (Illustration 82). Ces diamètres peuvent être multipliés par trois si l’on utilise plutôt des crépines de type à perforation oblongue, pontées.



Attention, ces dimensions n’existent pas forcément dans le commerce. Dans ce cas, il faut choisir la dimension supérieure.

Epaisseur d’aquifère

Débit d’exploitation 5 m 10 m 20 m 50 m3/h 7 " 3" < 2"

100 m3/h > 12" 9" 3" 150 m3/h 19" 10" 5"

Illustration 82 – Diamètres théoriques de crépines

Vitesse critique en fonction du diamètre des particules de terrainNature des éléments � des particules

(mm)Vitesse critique

(m/s)de à de à

Sable silteux 0.01 0.10 0.01 0.02 Sable fin 0.10 0.20 0.02 0.04 Sable moyen 0.20 0.50 0.04 0.08 Gros sable 0.50 1.00 0.08 0.11 Très gros sable 1.00 2.00 0.11 0.18 Gravier fin 2.00 4.00 0.18 0.80

� des particules

(mm)

Vitesse critique

(m/s)0.01 1 0.10 2 0.20 4 0.25 4 0.50 7 1.00 10 2.00 18 4.00 30

1

10

100

0.01 0.10 1.00 10.00

dimension des grains (mm)

vite

sse

criti

que

(cm

/s)

Illustration 83 – Vitesses critiques dans les crépines



Il est, normalement, déconseillé de descendre la pompe au niveau de la zone crépinée. Si toutefois, cela s’avérait obligatoire, le diamètre devra être revu en conséquence.

7.2.3. Pompe

Le choix de la pompe d’exhaure a une grande importance sur les coûts de fonctionnement de ce type de solution. En effet, en fonction de la profondeur du forage, la puissance électrique de la pompe est plus ou moins importante.

Cette pompe va fonctionner pendant une période assez longue (4 à 6 mois). On suppose, suivant le schéma technique retenu ici, que les variations diurnes et saisonnières sont prises en charge à l’aval de l’échangeur intermédiaire et que la pompe d’exhaure est supposée fonctionner à régime constant 24h/24h durant 4 mois environ. Toutefois, il est prudent de prévoir un moteur à vitesse variable (installation d’un variateur de fréquence) ce qui permettra d’effectuer des démarrages progressifs et une gestion plus souple. La limitation des arrêts-redémarrages de la pompe a un effet positif sur la durée de vie de cet équipement.

Les niveaux de la nappe en pompage ne permettent, généralement, pas d’envisager une pompe de surface à aspiration (hauteur maximale théorique 10m). On envisagera des pompes immergées. le diamètre d’équipement du forage sera dimensionné en conséquence.

Nous retiendrons les caractéristiques moyennes suivantes pour le corps de pompe :

Débit maximum d’exploitation Diamètre du corps de pompe en pouces

50 m3/h 6" 100 m3/h 8" 150 m3/h 8"

Illustration 84 – Caractéristiques moyennes pour le corps de pompe

Le coût de l’énergie est un facteur prépondérant du projet. Une pompe par trop surdimensionnée aura un moindre rendement énergétique et accroîtra fortement le coût d’électricité. Il est particulièrement important de dimensionner au mieux la pompe.

Puissance Hauteur manométriqueDébit 40 60 80 100

17 3 6.5 7.5 7.530 5.5 7.5 9.2 1146 7.5 11 15 18.560 9.2 15 18.5 2677 13 18.5 24 30

Illustration 85 – Exemple de puissance installée (en kW) de pompes immergées en fonction du débit sollicité et de la hauteur de refoulement (en m)



Les températures mises en jeu (inférieures à 30°C) ne nécessitent pas de type de pompes aux caractéristiques particulières sur ce sujet.

Les pompes nécessitent un entretien régulier. Le système d’inversion annuelle permet d’effectuer la maintenance sans avoir recours à une pompe de rechange.

En cas de panne, on peut envisager de pouvoir utiliser la pompe du second puits à l’arrêt (puits chaud l’été, ou puits froid l’hiver). Pour cela il faut concevoir un équipement de relevage à demeure.

7.2.4. Conduites

La vitesse d’écoulement dans les conduites de refoulement génère une perte de charge supplémentaire due au frottement de l’eau variant en sens inverse du diamètre des tuyaux.

L’optimisation du dimensionnement des conduites porte, essentiellement, sur des raisons économiques. Elle résulte d’un compromis entre les frais d’amortissement de la conduite qui diminuent quand le diamètre de la canalisation diminue et les charges d’exploitation du pompage qui augmente quand le diamètre diminue par suite de l’augmentation des pertes de charge et donc des dépenses énergétiques.

Il est recommandé, par ailleurs, une vitesse d’écoulement pour limiter le bruit. Pour les conduites sous pression le CCTG des marchés publics recommande entre 1.8 et 2.2 m/s à l’intérieur des locaux.

Il faut éviter les survitesses génératrices de cavitation.

En outre, les débitmètres électromagnétiques peuvent être entachés d’une erreur qui se dégrade fortement au dessous de 1 m/s. L’erreur est, en revanche inférieure à 0.5% au-delà de 2 m/s.

Pour tenir compte de vitesses au niveau des vannes qui soient inférieures à 3 m/s, on peut retenir, à priori, 2 à 2,5 m/s de vitesse de circulation.

Dans ces conditions, les diamètres intérieurs des conduites en fonction du débit de circulation et pour une vitesse de 2 m/s seront au minimum comme suit : Débit maximum d’exploitation

Diamètre intérieur théorique Diamètre nominal courant

50 m3/h 94 mm 100 100 m3/h 133 mm 125 150 m3/h 163 mm 150



Illustration 86 – Optimisation des diamètres de conduites

Les conduites devront être soit enterrées à 1 m environ soit fortement isolées si elles sont apparentes.

7.2.5. Filtre

Indépendamment de la qualité d’eau, un dispositif de filtration doit être prévu en amont de l’échangeur. Le niveau de filtration préconisé par les fabricants d’échangeurs à plaque est de l’ordre de 500 microns (taille maximale des particules non retenues).

Afin de permettre le nettoyage d’un filtre ou son remplacement sans arrêt de l’installation, il convient d’installer deux filtres en « parallèle ». Les filtres employés peuvent être du type « classique » (filtre à tamis) ou du type filtre à cartouche.

Il existe également des filtres autonettoyants (circulation d’eau à contre-courant permettant de nettoyer la cartouche filtrante sans dépose, l’eau de nettoyage devant être rejetée vers le réseau d’évacuation des eaux usées).

7.2.6. Echangeur intermédiaire

Quelle que soit la qualité de l’eau de nappe, l’interposition d’un échangeur à plaques entre le circuit de forages et la (ou les) pompe(s) à chaleur est indispensable pour éviter les risques de mélanges entre le circuit d’eau de nappe et le circuit frigorifique (préjudiciable aux risques d’incrustation).

Coût actualisé de l’ensemble

Coût actualisé

Diamètre conduite

Coût conduite

Coût énergie

Diamètre optimal



Plusieurs types d’échangeurs sont utilisés dans le domaine des transferts thermiques (échangeur aileté, tubulaire ou multitubulaire, serpentin, à plaques, etc.). Pour l’application pompe à chaleur sur nappe, il est principalement fait usage d’échangeurs à plaques qui offrent les avantages suivants :

- faible encombrement pour des surfaces d’échanges importantes ;

- faibles capacités des circuits (pour une moindre inertie thermique) ;

- installation et maintenance aisée.

La sélection de l’échangeur s’effectue à partir :

- des régimes d’eau (amont/aval) et de la puissance maximale nécessaires ;

- de la perte de charge admissible.

La perte de charge de l’échangeur influe sur la puissance des moteurs des pompes donc de leur consommation électrique.

Dans la plupart des cas, il est fait recours à l’inox type 316L. Les inox en général sont très sensibles à la corrosion par piqûres en milieu chloruré (NaCl) ; en présence de ces minéraux, généralement peu présents dans les nappes de surface, on emploiera le titane (exemple du Dogger). Pour les autres constituant de la boucle (tuyauteries, vannes, etc.), on peut recourir au PEHD, au PVC en général moins cher que l’inox.

7.2.7. Pompe de circulation

Pour pouvoir envisager une circulation en charge jusqu’à l’injection (2 bars sont souvent recommandés en forage d’injection), il faut garantir toute absence de venue d’air. Une pompe de circulation après l’échangeur est recommandée.

Attention, la température influe fortement sur la vitesse de circulation ou bien sur les charges (Annexe 6).

Le débit varie inversement à la viscosité du fluide, donc évolue comme la température. Ou bien, à vitesse constante, la charge variera inversement à la température. Ce facteur est important puisque l’écart peut être de 60% entre une eau à 10°C et une eau à 30°C.

Pratiquement, sans système de régulation, l’écoulement serait plus rapide vers le puits « chaud » et ralenti vers le puits « froid ». Il faudra donc envisager, outre un bon dimensionnement des pompes de circulation, une régulation par vannes.

7.2.8. Pertes de charge à prendre en considération

a) Pertes de charge dans la formation aquifère (linéaires)

Ces pertes de charge sont linéaires avec le débit pompé et sont directement liées aux conditions hydrogéologiques de l’aquifère.



Il est vivement conseillé de capter toute la hauteur de l’aquifère (puits « parfait »). Dans le cas de puits incomplets (à pénétration partielle) une perte de charge hydrodynamique supplémentaire apparaît.

Ainsi, pour une perméabilité de l’aquifère de k = 5.10-3 m/s et 10 m d’aquifère capté, le rabattement au puits lié à la formation sera d’environ 0,50 m après 4 mois de pompage continu.

Si la formation n’est captée que sur 50% de sa hauteur (5m sur 10 m) le rabattement au puits sera de 30% supérieur.

Il faut y ajouter des pertes de charge, également linéaires, dues au colmatage, particulièrement dans le puits d’injection. Ces pertes apparaissent et s’accroissent au cours du temps nécessitant des pompages de développement périodiques.

b) Pertes de charge dues à l’équipement du puits (quadratiques)

Ces pertes de charges dues au captage varient sensiblement avec le carré du débit (pertes de charges dites quadratiques). Elles sont difficiles à calculer à l’avance.

Elles sont déterminées, après réalisation de l’ouvrage, par essais de puits par paliers de débits. Ce sont :

- pertes de charge dans le tubage ;

- Pertes de charge dans la crépine ;

- pertes de charge dans les accessoires ;

- pertes de charge dans la zone remaniée aux abords de l’ouvrage.

D’où l’importance d’un ouvrage réalisé dans les règles de l’art pour réduire ces pertes aux minimum.

c) Hauteur de refoulement

Il s’agit de la hauteur d’exhaure au dessus de la pompe pour remonter l’eau jusqu’au réseau de conduites.

Cette hauteur est extrêmement variable et est fonction de la profondeur du niveau piézométrique de la nappe. Celui-ci est différent de la profondeur de l’aquifère dans le cas d’une nappe captive.

Dans le cas du site du Ctifl de Balandran, cette hauteur serait d’environ 5-6 m en fonction des installations. Les pertes de charges dues au frottement sont négligeables en proportion.



d) Pertes de charges dans les conduites

Elles sont fonction de la vitesse de circulation, de la longueur des conduites.

Ainsi, pour une conduite de 100 mm intérieur (4") avec une eau circulant à la vitesse de 2 m/s assurant ainsi un débit de 50 m3/h, les pertes de charges liées à la conduite seront d’environ 0,045 m/m soit environ 7 m pour 150 m de conduite.

e) Pertes de charges singulières

Ce sont toutes les pertes occasionnées par les vannes, clapets, coudes, équipements de mesures, etc.

Voilà quelques exemples de pertes de charges unitaires (source Grundfos).

Suivant le schéma d’aménagement retenu, dans la partie circulante, on peut envisager au moins : 8 coudes – 5 vannes – 1 clapet + 3 divers. Pour une conduite en 4" cela correspond à une perte de charge globale d’environ 1,3 m.

Diamètre intérieurmatériau : acier (USA) 3 '' 4 '' 6 ''

Coude 90° m/U 0.2120 0.0704 0.0139 Vanne d'isolement m/U 0.0848 0.0286 0.0055 Clapet anti-retour m/U 0.2968 0.0999 0.0194

Robinetterie avec Zeta = 1 m/U 0.4239 0.1428 0.0277

-

0.0500

0.1000

0.1500

0.2000

0.2500

0.3000

0.3500

0.4000

0.4500

3 4 5 6

diamètre intérieur en pouce (")

Per

te d

e ch

arge

uni

tair

e en

m Coude 90°

Vanne d'isolement

Clapet anti-retour

Robinetterie avec Zeta = 1

Illustration 87 – Exemple de calcul de pertes de charges singulières

f) Pertes de charges dans l’échangeur intermédiaire

Cette valeur est très variable et peut être imposée au constructeur.

Il est généralement admis entre 5 et 10 m de pertes de charges avec une moyenne aux environs de 6 m.



L’échangeur, en revanche ne supporte pas de trop fortes surcharges, il faudra en tenir compte dans le dimensionnement de la pompe d’exhaure.

g) Charge résiduelle pour l’injection.

Il est parfois conseillé de conserver une charge à l’injection de 10 à 20 m pour éviter tout risque de venue d’air et préférer une fermeture étanche du puits avec légère mise en charge si nécessaire.

h) En résumé …

Le cumul des pertes de charges avant la pompe sert à dimensionner le puits et à positionner la pompe.

Le cumul des charges après la pompe sert à dimensionner celle-ci et à calculer les coûts d’énergie.

Si besoin, la pompe de circulation après l’échangeur intermédiaire, ne nécessite pas une charge importante.

Dans nos exemples, les pertes de charges cumulées après la pompe seront d’environ :

- Refoulement : 6,0 m

- Conduites : 7,0 m

- Equipements singuliers : 1,3 m

- Echangeur intermédiaire : 6,0 m

- Charge d’injection (accessoire) : 10-20 m

Total des charges avant charge finale : 20,3 m environ et 10 à 20 m de plus si injection en charge (pompe de circulation conseillée dans ce cas).

A noter que la charge avant échangeur sera d’au moins 16 m dans ce cas ce qui est peu.

7.2.9. Moyens de mesure et de suivi

L’installation doit être équipée de compteurs et capteurs permettant d’effectuer un suivi permanent et d’établir des bilans d’exploitation précis :

L’équipement minimal à retenir pourrait être :

- débitmètres sur les forages d'exhaure ;

- sondes de niveau d’eau dans les forages ;

- compteur d’eau s’il y a rejet à l’extérieur du système ;



- sondes de température : T en nappe (pompage, injection), T entrée/sortie de l’échangeur.

7.3. MAINTENANCE

Au même titre que les autres éléments de l’installation, les ouvrages de sous-sol (forage, équipement de pompage, colonne d'exhaure, appareillages de mesure et de régulation, traitement des eaux, etc.) doivent faire l’objet d’une surveillance adaptée et régulière, et éventuellement d’un entretien préventif.

L’absence d’une maintenance régulière des forages peut sérieusement perturber le fonctionnement des installations de pompe à chaleur (colmatage des crépines, corrosion, manque de débit, etc.) et mener à la mise hors service des équipements.

7.3.1. Surveillance du (ou des) forage(s) et des équipements d'exploitation

Le programme de surveillance doit être défini en fonction d’un certain nombre de paramètres tels que :

- le type d’aquifère capté ;

- les conditions d’utilisation du doublet : périodicité, débit… ;

- les résultats obtenus lors des essais préliminaires ;

- les moyens de surveillance « automatiques » mis en place éventuellement à la demande des services de la police de l’eau.

Pour permettre de réaliser une surveillance rapide et efficace, il est nécessaire que :

- l’installation soit équipée d’un instrument de mesure de débit (compteur, débitmètre) ;

- les forages (puits producteur et injecteur) soient équipés des instruments de mesure nécessaires ou qu'ils puissent permettre leur mise en place régulière ;

- l’on puisse procéder à des prélèvements de l’eau pompée avant filtration (piquage avec vanne).

D’une manière générale, et pour une installation fonctionnant toute l’année, une surveillance semestrielle peut être envisagée.

Cette surveillance portera sur les points suivants :

- état général des regards de tête de forage : inspection visuelle ;

- contrôle des caractéristiques hydrodynamiques de chacun des forages : test hydraulique rapide réalisé au moyen de l’installation en place, détermination de la nouvelle caractéristique ;

- niveaux d’eau (niveaux statique et hydrodynamique) pour le puits producteur ;



- tracé de la courbe hydrodynamique (« courbe de rabattement » pour le forage de prélèvement) ;

- test de réinjection.

L’analyse des courbes de rabattement et des tests de réinjection permet de détecter les colmatages éventuels des ouvrages et d’engager les actions préventives et curatives.

- contrôle des paramètres physico-chimiques des eaux pompées et rejetées : mesure de la température, du pH, de la conductivité, du potentiel d’oxydoréduction, etc. ;

- contrôle de la qualité de l’eau : contrôle visuel d’un échantillon prélevé avant filtration, contrôle de la présence de dépôts dans le filtre. En cas de doute sur la qualité de l’eau pompée, réalisation d’analyses d’eau adaptées : analyse physicochimique, recherche de paramètres particuliers, analyse bactériologique, etc.

En complément à ces mesures semestrielles, il peut être nécessaire également de prévoir des inspections endoscopiques des forages ainsi que des contrôles des cimentations par diagraphie. Ces opérations sont réalisées au moyen d’une caméra vidéo (de préférence couleur à tête rotative) et permettront de visualiser l’état des parois des forages pour le contrôle endoscopique et d'un outil de type sonique pour les contrôles de cimentation. La présence d’éventuels dépôts ou l’existence de dégradations (corrosion des tubages ou fissuration des cimentations) peuvent ainsi être diagnostiquées.

Pour plus de facilité, ces inspections doivent être réalisées lors des opérations de remplacement des pompes. Dans un premier temps, on peut prévoir une inspection tous les cinq ans. La fréquence et la nature des opérations de surveillance sont, bien entendu, à adapter en fonction des évolutions observées au cours de l’exploitation de ces ouvrages.

7.3.2. Entretien

Les opérations d’entretien sur des forages de captage et de réinjection sont déterminées en fonction des observations réalisées lors des opérations de surveillance (chute du débit spécifique, venues de sable…). Elles consistent principalement à des nettoyages et à des régénérations rendues nécessaires par le développement de colmatages. Ces colmatages sont de différentes natures et ont des causes différentes (dépôts géochimiques ou venue de fines en provenance de la formation réservoir).

Les opérations d’entretien sont donc définies à partir des observations réalisées. Elles peuvent consister en un simple nettoyage par pompage, et évoluer jusqu’à des traitements mécaniques et chimiques plus complets

L’avantage de l’inversion périodique (annuelle) du sens de circulation en forage permet un développement en phase de pompage qui peut s’avérer suffisant pour décolmater le puits. Toutefois, cela pourra ne pas être suffisant et il faudra



prévoir la possibilité d’effectuer des développements à des périodes plus rapprochées avec un système d’évacuation des eaux sur le réseau extérieur à la boucle.

7.4. EVALUATION DES COUTS D’INVESTISSEMENTS ET D’EXPLOITATION

7.4.1. Investissements initiaux

a) Études spécifiques

Étude de faisabilité : 20 000 à 30 000 € HT.

Dossier de déclaration (ou autorisation) = notice d’incidence : 2 000 à 8 000 € HT.

Maîtrise d’oeuvre spécifique : 3 000 à 15 000 € HT suivant importance du projet, et les limites de la mission.

b) Forages et équipements

Il est très complexe de définir une grille générale de coûts du poste forages et équipements tant la multiplicité des critères est importante et influe fortement sur les coûts unitaires.

Les principaux facteurs de variabilité des coûts vont être :

- le débit, qui influe directement sur le diamètre foré et équipé, et sur les caractéristiques de la crépine (diamètre, longueur, ouverture) ;

- la qualité de l’eau (corrosivité) qui impose la nature des matériaux (inox, PVC, etc.) ;

- la profondeur de l’ouvrage.

Toutefois, les coûts « fixes » sont importants, ils évoluent peu ce sont, pour l’essentiel, des frais d’immobilisation et d’énergie, citons :

- l’amené et repli du matériel (fonction du lieu et de l’importance du matériel) ;

- le développement de l’ouvrage ;

- les essais de puits par pallier et pompages d’essais.

Certains coûts ont des parts fixes (forfaitaires) importantes :

- cimentation (la partie mise en œuvre varie peu pour des ouvrages comparables, la partie proportionnelle à la profondeur : quantité de ciment est peu importante) ;

- mise en place du massif filtrant : même remarques.

Il est donc nécessaire de demander un devis précis à chaque fois et de faire jouer la concurrence dans un domaine ou celle-ci reste assez faible.



Pour un forage dimensionné pour un débit en pompage/injection de 50 m3/h environ, on peut retenir une fourchette de prix comprise entre 500 et 700 € HT/m

Pour un débit de 100 m3/h ou plus, une fourchette de prix entre 600 et 800 € HT/m est plus adaptée.

Il faut prévoir :

- Pour le développement environ 2000 €

- Pour un essai de puits environ 800 €

- Pour un essai de pompage de 72h et 24h de remontée 8500-9000 €

Hors frais d’hydrogéologue et sans interprétation.

c) Pompage et équipements afférents

• Pompe d’exhaure

Sur ce poste également, les coûts varient suivant de nombreux critères :

- caractéristiques des pompes (débit, hauteur manométrique, etc.) ;

- les systèmes de régulation et capteurs mis en oeuvre ;

- le linéaire des réseaux entre les puits de forages et le local technique de production.

Le coût complet (livrée, posée et accessoires) d’une pompe d’exhaure immergée peut être estimé rapporté à la puissance électrique (en kW). (source : Ressources naturelles du Canada, http://www.retscreen.net/).

Débit

l/s Débit m3/h

Prix d’une pompe € / kW

3 11 1700 15 54 750 30 108 450

Ce montant varie fortement en fonction du débit souhaité mais aussi en fonction de la hauteur manométrique, les deux facteurs intervenant directement pour la détermination de la puissance électrique de la pompe.

A titre d’exemple voilà des estimations de coût de pompes immergées nues départ usine pour différents débits et différentes hauteurs manométriques :



Prix Unit Hauteur manométriqueDébit 40 60 80 100

17 1846 2300 2663 361730 2305 3452 4023 442346 3368 3902 4639 550060 3617 4524 5174 630477 4616 5404 6300 7148

Les coûts annexes, comportent le transport, l’installation, le raccordement électrique, l’évaluation des performances et la mise en route.

Les accessoires comprennent : régulateurs de niveau, clapet anti-retour, câbles et coffret de commande, et un régulateur de fréquence si nécessaire.

La durée de vie d’une pompe varie de 10 à 20 ans selon son usage.

Il faut prévoir soit une pompe de remplacement en cas de panne, soit une installation fixe de relevage pour pouvoir utiliser la pompe du second forage.

• Pompe de circulation

Nous avons ci-après résumé l’ordre de grandeur du coût d’une pompe de circulation en fonction de la puissance électrique totale.

Puissance

kW Prix d’une pompe

€ / kW 1 1100 4 500

10 350 20 250

Pour un débit de 50 m3/h et une hauteur manométrique de 20 m, il faut prévoir une pompe de 4kW environ.

Cette pompe, en théorie, n’est pas toujours indispensable, un clapet de retenue à l’injection et une vanne pilotée peuvent suffire.

d) Équipements de surface

• Conduites et accessoires spécifiques

Les conduites comportent :

- la colonne d’exhaure

- les canalisation puits d’exhaure / échangeur et échangeur / puits d’injection

- les canalisations et robinetteries pour inversion du système été/hiver



- les conduite et robinetterie pour rejet lors des pompages de décolmatage / développement

- la colonne d’injection.

La plupart de ces conduites doivent être soit enterrées à environ 1 m, elles peuvent être en polyéthylène.

Nous avons estimé à 50-60 €/m la conduite et sa pose, hors accessoires.

• Echangeur intermédiaire

Il s’agit, en général, d’échangeur en Inox 316L, pour des eaux très corrosives, échangeur en titane.

Son prix est fonction de la puissance installée de la pompe à chaleur géothermique. Le type d’échangeur le plus couramment utilisé est l’échangeur à plaque. Son coût peut varier de 7 à 20 €/kW.

Un filtre à sable est conseillé à l’entrée de l’échangeur, il faut prévoir un double circuit afin de pouvoir nettoyer un filtre pendant que l’autre est en activité ou bien s’offrir un filtre autonettoyant, beaucoup plus coûteux.

• Autres aménagements de surface

Il s’agit de :

- raccordement électrique

- bâtiment technique pour les tableaux de commandes et compteurs (peuvent être situé dans les locaux attenants à la serre

- au-dessus de chaque puits, local technique permettant l’accès et la pose et la dépose de la colonne d’exhaure et de la pompe.

e) Appareils de mesure

Cf. §7.2.9

f) Subventions

Pour mémoire.

7.4.2. Charges d’exploitation

Le poste majeur, de très loin, est l’électricité (pompes).

Les coûts de main-d’œuvre pour entretien sont faibles et ne sont pas dissociables du reste des équipements (pas d’emplois spécifiques).



Les seuls frais de maintenance sont associés aux pompes et à l’automatisation et nécessitent des prestations externes spécifiques (contrat d’entretien).

a) Electricité

Les coûts d’électricité sont essentiellement dus aux pompes, les coûts d’éclairage ou de télémécanique sont très accessoires.

Nous avons retenu les coûts avec option « heures creuses » proposées par EDF sur leur site internet. Mais le choix, en particulier de l’abonnement mensuel dépendra d’une négociation pour la totalité de l’approvisionnement du site.

Nous avons estimé le coût d’énergie d’une pompe d’exhaure de 50 m3/h pour différentes hauteurs manométriques.

Une pompe de circulation pour un même débit consommera environ 2800 kWh/mois de fonctionnement soit 190 €/mois.

conso / mois de fonctionnementDébit (m3/h) H (m) P (kW) kWh €/mois

50 20 5.5 3960 275 50 40 7.5 5400 378 50 60 13 9360 656 50 80 15 10800 753 50 100 22 15840 1,119 50 120 26 18720 1,334



Coût de l'életricité (source : EDF)

Tarifs au 15 Août 2006

Essentiel Pro :Puissance souscrite

Option Base abonnement mensuel

Option Heures Creuses abonnement mensuel

(en kVA) (prix HT en euros) ( prix HT en euros)3 3.73 -6 6.4 9.639 10.69 15.6912 14.47 21.7515 18.25 27.8118 22.03 33.8724 35.47 55.3530 48.91 76.8336 62.35 98.31

Option Heures Creuses/Heures Pleines :

0,0778 € HT / kWh en Heures Pleines Tarif moyen0,0458 € HT / kWh en Heures Creuses 23h - 7h 0.0671

Illustration 88 – Evaluation des coûts électriques

b) Maintenance et réparation

Coût annuel d’un contrat de maintenance des puits et équipement deux visites annuelles + rédaction d’un rapport : 1 500 à 3 000 € HT

Examen endoscopique par vidéo : 2 500 € HT

Dépose des pompes et colonnes pour examen et éventuel détartrage : 8 000 € HT

Opération « exceptionnelle » (fréquence entre 10 et 15 ans).

À noter que ce coût sera très variable suivant les conditions d’accès (extérieur ou en local technique, horaires et autres contraintes liées au site).

c) Assurances

Pour mémoire.



d) Provision pour grosses réparations

Il faut prévoir de lourdes opérations de maintenance, surtout après 10 ans de fonctionnement. Il est bon de les provisionner pour éviter de trop forts à coups de dépenses.

e) Charges financières

Pour mémoire.



7.4.3. Quelques exemples de coûts …

a) Exemple de coûts d’investissements

Hypothèse : 2 forages de 50 m - débit 50 m3/h - distance entre ouvrage 150 m.

Quantité Coût HTInvestissements initiaux Par forage Ensemble fourniture transport montage

& travauxTotal

Etudes et ingénierieEtudes hydrogéologiquesDossiers de déclaration / autorisationAppels d'offre / contratsGestion du projet / surveillance des travauxMise en route / Evaluation des performancesFormation du personnel

Forage 2amené/rempli U 1mise en place U 1 2avant-trou m 1 2foration m 50 100tubage m 35 70crépine m 10 20sabot m 5 10massif filtrant m 10 20packer U 1 2 50 000 €cimentation m 35 70 àtube guide mesure m 35 70 60 000 €Capot de fermeture étanche U 1 2développement h 10 20 2000essais de puits (1) h 8 16 800pompage d'essais (1) h 96 192 8500-9000

Pompage/injectionpompe d'exhaure U 1 2clapet anti-retour U 1 2 11250capteurs U 1 2colonne d'exhaure m 30 60 3000colonne d'injection m 30 60 3000variateur électronique U 1 2 pm

Aménagements de surfaceconduite m 200 13200Vannes U 4 8coudes, T U 4 8Filtre à sable U 2 pmEchangeur à plaque U 1 250000Pompe de circulation U 1 2 4000Isolation des équipements pmRaccordement, armoire électriqueChambre de pompage - Local technique - relevage

U 6000

Appareils de mesureThermocouple U 2 4Thermomètre enregistreur U 1 5%Débitmètre U 1 2Compteur d'eau (rejets) U 1sonde piézométrique U 1 2

L’ensemble des investissements, pour les hypothèses retenues, peut être estimé à entre 130 et 140 000 € hors études, ingénierie et frais d’établissements avec la marge d’erreur inhérente à ce niveau d’évaluation technico-économique.



Les grands postes se répartissent comme suit :

- Les 2 forages 45 - 50%

- Les pompes 10 - 12 %

- L’échangeur 17 - 19 %

- Conduites, accessoires et aménagements de surface 22 - 24 %

Ce qui représente une valeur d’amortissement annuel d’environ 9000 – 9500 € en supposant une période d’amortissement technique moyen de 15 ans. Ceci hors avantages fiscaux et subventions.

b) Exemples de charges d’exploitation

Charges d'exploitation(hors financement)

total annuel

Electricité (2 x 4 mois) 4,500 AbonnementHeures pleinesHeures creuses

Fonctionnement (personnel en exploitation) pmMaintenance et réparation (3% des investissements) 3,700

Main d'œuvre (sous-traitance)pièces de rechangetransportnettoyage / entretien

Arrêt et perte de production pmAssurances 1500

Provision pour grosses réparation et renouvellement pmPompe de rechange ?Coût de désinstallation et d'enlèvement pm

Ce qui représente un coût annuel d’exploitation d’environ 9 700 € hors charges financières.

Les grands postes se répartissent comme suit :

- Electricité (moteurs) 46%

- Maintenance 38%

- Assurances 15%



Au total, la charge globale annuelle serait de l’ordre de 18 400 € à 19 300 € :

- Charges d’exploitation 52%

- Amortissements 48%

Les montants indiqués ci-dessus restent en deçà de ceux donnés dans les études de stockage thermique aux Pays-Bas (van Hove, 1993), et repris dans l’illustration ci-après (Illustration 89). Cependant, il faut noter qu’ils ne comportent pas l’intégralité des coûts. Ils ne sont donc pas non plus directement comparables. Ces valeurs restent, toutefois, quoi que différentes, tout à fait cohérentes avec l’étude néerlandaise.

c) Un autre exemple

Caractéristiques et coûts de pompes immergées et d’armoire de commande (Illustration 90).

Exemple de coûts de pompes immergées, hors mise en place, pour des hauteurs manométriques d’environ 60 m (contre 30 m maximum pour les chiffrages précédents).

Les investissements comprennent :

- la pompe immergée ;

- l’armoire de commande et de protection avec variateur de fréquence (Danfoss) et régulateur (Grundfos) et équipement électromécanique (Telemecanique) pour une pompe seule ;

- les électrodes et capteurs de pression.

On voit que la part armoire de commande + variateur de fréquence est importante, et totalement fixe, quel que soit le débit escompté.



Illustration 89 – Exemple de coûts pour les Pays-Bas (d’après van Hove, 1993)



Illustration 90 – Exemple de coûts de pompes immergées, hors mise en place, pour des hauteurs manométriques d’environ 60 m



7.5. DISPOSITIFS D’INCITATION

7.5.1. Aides à la décision

ADEME : voir site de l'ADEME. www.ademe.fr. L'ADEME est en mesure d'aider les études de faisabilité à hauteur de 50 % du coût.

ARENE : voir site de l'ARENE et du Conseil régional Ile-de-France www.areneidf.org. Un système d'aide est à l'étude, dans le cadre de la concertation énergie régionale, en vue de la future délibération énergie prévue en mars 2006.

7.5.2. Aides à l’investissement

a) Loi de finances 2006

La loi de finances 2006 prévoit des outils incitatifs de dépense fiscale constituant d'importants effets de levier en faveur des économies d'énergie, et par ailleurs, des subventions et des actions d'incitation assurées par l'intermédiaire de l'Agence de l'Environnement et de la Maîtrise de l'Énergie (ADEME).

Le champ des dispositifs fiscaux est assez large et concerne tant les particuliers que les entreprises et les collectivités. Il couvre la fiscalité de l'équipement domestique ou industriel.

Les dépenses fiscales directement destinées à favoriser les économies d'énergie concernent tant les particuliers, au travers du crédit d'impôt, que les entreprises, par l'intermédiaire de l'amortissement exceptionnel.

Subventions ADEME : selon l'intérêt des opérations (opérations exemplaires et/ou de démonstration), des aides à l'investissement peuvent être octroyées par l'ADEME.

Le crédit d’impôt porte sur les coûts des équipements des pompes à chaleur dont la finalité essentielle est la production de chaleur, quelle que soit la date d'achèvement de l'immeuble.

Le taux du crédit d'impôt est fixé à 50 % pour les pompes à chaleur.

Pour un même contribuable, le montant des dépenses ouvrant droit au crédit d'impôt ne peut excéder, pour la période du 1er janvier 2006 au 31 décembre 2009, la somme de 8 000 € pour une personne seule et de 16 000 € pour un couple, ce plafond étant majoré de 400 € par personne à charge.

Le bénéfice du crédit d'impôt est accordé aux contribuables, personnes physiques, qui payent des dépenses d’équipements au titre de leur habitation principale. L'avantage fiscal s'applique sans distinction aux contribuables propriétaires, locataires ou occupants à titre gratuit de leur habitation principale. Dans le cas d’immeubles collectifs, chacun des occupants peut faire état de la quote-part, correspondant au



logement qu’il occupe à titre d’habitation principale, des dépenses afférentes aux équipements communs qu’il a effectivement payées.

Les entreprises du tertiaire ont droit à l’amortissement fiscal exceptionnel. Le dispositif de l'amortissement exceptionnel offre aux entreprises la possibilité de pratiquer un amortissement immédiat, sur douze mois à compter de leur mise en service, des matériels destinés à produire de l'énergie renouvelable (PAC, matériels divers, matériels de télégestion…).

b) Les autres mécanismes

Le FIDEME, Fonds d’Investissement de l’Environnement et de la Maîtrise de l’Énergie, est un fonds d’investissement de 45 M€, relevant de la catégorie des Fonds Communs de Placement à Risque (FCPR), doté à hauteur de15 M€ par l’ADEME et 30 M€ par des investisseurs qualifiés. Il est destiné à promouvoir et à faciliter le financement de projets dans les secteurs de la maîtrise de l’énergie et la valorisation des déchets. Le FIDEME intervient en quasi-capital par la souscription à des obligations émises par des sociétés développant des projets éligibles au fonds. Il apporte un financement intermédiaire entre les fonds propres des promoteurs de projets et la dette bancaire classique. Le FIDEME permet ainsi de bénéficier de quasi-fonds propres à des taux plus attractifs que ceux du marché et peut contribuer, par effet de levier, au bouclage d’un plan de financement.

Le FOGIME, Fonds de Garantie des Investissements de Maîtrise de l’Énergie, est destiné à encourager les investissements que réalisent les petites et moyennes entreprises en faveur de la maîtrise de l’énergie, en garantissant les prêts qu’elles contractent auprès des banques. Le FOGIME peut garantir les prêts à moyen ou à long terme, les crédits-baux mobiliers ou immobiliers d’une durée comprise entre 2 et 15 ans. La garantie porte sur 70 % de l’encours du prêt. Plafonnée à 5 MF par entreprise (en consolidé), la garantie permet la mise en place d’un prêt pouvant aller jusqu’à 7 MF.

7.6. CRITERES D’EVALUATION

Pour une réelle évaluation de l’intérêt du système proposé, il faudrait, sur un projet complètement défini, prendre en compte l’intégralité des investissements et charges d’exploitation et les conséquences du mode de financement, des subventions et des avantages fiscaux.

La comparaison au système classique nécessite de valoriser et de créditer en recette :

- Les économies d’énergies – qui peuvent être de l’ordre de 30%

- Les gains de rendement – qui peuvent atteindre 20% ?

- La réduction des traitements phytosanitaires – jusqu’à 80% ?



Trois des critères les plus utilisés pour évaluer un investissement sont : la période de récupération simple, la valeur actualisée nette et le taux de rendement interne. Ce sont trois notions différentes qu’il ne faut pas confondre.

Une projection financière sur un projet précis permettra d’évaluer l’intérêt et la rentabilité de ce projet. Trois critères sont habituellement définis pour ce type d’évaluation. Ils sont présentés rapidement dans les paragraphes suivants.

7.6.1. Période de recouvrement de l’investissement

La période de recouvrement de l’investissement (PRI) est de loin l’indicateur financier le plus simple et le plus fondamental. Il indique le potentiel de risque d’un projet et le degré de récupération à court terme du coût des immobilisations. Toutefois, il ne tient pas compte des diverses économies ou dépenses qui se produisent après la période de recouvrement, et ne considère pas le coût d’emprunt des capitaux nécessaires ou les revenus qui seraient tirés en investissant ces argents. La PRI est calculée comme étant le ratio du coût supplémentaire que représente l’installation d’un système géothermique, aux économies annuelles qu’il rapportera. Beaucoup de projets en géothermie présentent des PRI entre 4 et 6 ans mais offrent des résultats encore plus intéressants lorsque le rendement financier sur le cycle de vie du système est considéré.

7.6.2. Valeur actualisée nette

Le mot « nette » dans l’expression « valeur actualisée nette » (VAN) indique que celle-ci tient compte des coûts initiaux de même que des économies ou des pertes ultérieures attribuables au système géothermique, y compris les coûts d’entretien durant toute la vie utile du système. La VAN d’un projet géothermique montre dans quelle mesure cet investissement se compare avec celui dans un autre système. Si la VAN est positive, l’investissement dans un système géothermique est plus avantageux; dans le cas contraire, l’autre système constitue une meilleure option. La VAN représente la valeur nette d’un projet en dollars d’aujourd’hui. Donc, c’est la somme de toutes les économies (ou pertes) futures, rectifiée pour tenir compte du taux d’intérêt (ou la somme nécessaire aujourd’hui pour obtenir les mêmes économies à l’avenir), moins le coût initial.

7.6.3. Taux de rendement interne

Le taux de rendement interne (TRI) représente le taux d’intérêt réel qui équivaut aux bénéfices du projet sur toute sa vie utile, que l’on appelle également rendement du capital investi (RCI). On le calcule en trouvant le taux d’actualisation qui amène la VAN du projet à correspondre à zéro. Donc, si les économies sont élevées, un taux d’actualisation (TRI) plus élevé est requis pour rendre l’équation de la VAN égale à zéro. On peut considérer le TRI comme étant le taux d’intérêt qui aurait pu être appliqué au coût additionnel d’un système géothermique, s’il avait été investi autrement.



8. Aspects réglementaires et administraifs

8.1. AVERTISSEMENT EN PREAMBULE …

8.1.1. Exploitation d’eaux souterraines et des calories de l’eau

Les principaux textes réglementaires qui s’appliquent à l’exploitation des eaux souterraines par forages, et à l’exploitation des calories de l’eau, sont :

- le Code Minier (en particulier titre V en cas d’exploitation de gîte géothermique et le titre VIIbis pour les forages), qui dépend du Ministère de l’Industrie (la réglementation est appliquée par la DRIRE) ;

- le Code de l'Environnement (livre II, titre 1er ), qui dépend du Ministère de l’Ecologie.

Pour résumer, les procédures du Code Minier s’appliquent pour l’exploitation de gîtes géothermiques, et les procédures du Code de l’Environnement s’appliquent pour l’exploitation des eaux souterraines (dans un objectif de gestion et de protection des ressources en eaux). La réglementation est donc complexe, et les deux Ministères ont monté un groupe de travail (auquel participe le Brgm) pour simplifier et clarifier cette réglementation. La définition précise de la notion de gîte géothermique au sens du Code Minier fait notamment partie d’un des objectifs de ce groupe de travail.

8.1.2. Le cas particulier du stockage thermique en aquifère

Le stockage thermique en aquifère avec doublet de forages « puits froid » et « puits chaud », fait intervenir à la fois la notion d’exploitation des eaux souterraines, avec prélèvement et rejet d’eau à différentes températures, et la notion d’exploitation des calories. Il peut être considéré comme un cas particulier de géothermie sur nappe, puisque dans ce cas, on n’exploite pas des eaux qui seraient naturellement chaudes, mais des eaux que l’on a réchauffées et stockées pour pouvoir les réutiliser la saison suivante.

Ce type d’opération est donc un peu « à cheval » entre les deux aspects d’exploitation des eaux souterraines et d’exploitation des calories. A l’heure actuelle, on peut dire qu’au niveau de la législation française, ce type d’opération n’est pas clairement pris en compte, et que les textes existants peuvent éventuellement conduire à plusieurs interprétations. Le groupe de travail mis en place par les deux Ministères de l’Industrie et de l’Ecologie devrait permettre d’aboutir à une clarification de la législation, d’autant que l’engouement pour les applications géothermiques va croissant.



8.2. CODE MINIER – EXPLOITATION DE GITES GEOTHERMIQUES

8.2.1. Réalisation des ouvrages

La réalisation de puits, sondages et forages est soumise à déclaration préalable au titre de l’article de l’article 131 du Code Minier, lorsque l’ouvrage dépasse 10 m de profondeur. Cette déclaration est à réaliser auprès de la DRIRE qui accuse réception de la déclaration auprès du maître d’ouvrage et de l’entreprise chargée des travaux.

Il est important de noter que cette déclaration préalable est à réaliser dans tous les cas, dès que la profondeur de l’ouvrage dépasse 10 m, et ce quelle que soit sa destination (même s’il n’exploite pas un gîte géothermique).

La responsabilité de cette déclaration préalable relève du propriétaire du forage et du foreur qui intervient pour son compte. L’objectif de cette déclaration est d’améliorer la connaissance du sous-sol. En effet, la DRIRE envoie une copie des informations issues du forage au Brgm, qui les conserve dans la Banque de données du Sous-Sol (BSS). Ces données sont mises à disposition du public (article 132 du Code Minier). Elles sont accessibles dans les antennes régionales du Brgm et sur Internet, en se connectant au service InfoTerre : (http://infoterre.brgm.fr/).

8.2.2. Permis de recherche et d’exploitation des calories de l’eau

La recherche et l'exploitation des calories de l’eau souterraine sont considérées comme une recherche ou une exploitation de gîte géothermique. A ce titre, s‘applique l’article 99 du Code Minier.

a) Autorisation

La recherche de gîte géothermique à basse température6 nécessite une autorisation de recherche de gîte géothermique délivrée par le Préfet.

Pour l’exploitation, il est nécessaire (article 99 du Code Minier) d’obtenir un permis d'exploitation de gîte géothermique à basse température. Il s’agit d’une autorisation préfectorale délivrée en application du titre V du Code Minier et décret n°78-498 du 28 mars 1978. Ce décret impose en particulier que chaque demande « contienne tous les renseignements utiles sur les dispositions prévues pour l’exécution, l’entretien et le contrôle des ouvrages, notamment en vue de la conservation et de la protection des eaux souterraines ». Ce décret stipule également que le dossier de demande d’autorisation de recherche et d’exploitation de gîtes géothermiques « précise l’importance, la nature et les caractéristiques des éventuels déversements et écoulements susceptibles de compromettre la qualité des eaux et les

6 Le gîte géothermique est dit à basse température lorsque la température de l’eau mesurée en surface au cours des essais du forage est inférieure à 150°C.



dispositions prévues pour éviter une altération de cette qualité ». Ainsi, les impacts éventuels de ces aménagements doivent être analysés dans le cadre de ces dossiers.

L’autorisation d’exploitation est accordée avec la fixation d’un débit calorifique et d’un volume d’exploitation définis par des cotes supérieures et inférieures et par un périmètre de protection.

b) Déclaration

La réglementation prévoit toutefois une dérogation à ces règles, lorsque les deux conditions suivantes sont remplies simultanément (article 17 du décret n°78-498 du 28 mars 1978) :

- la profondeur des ouvrages de prélèvement est inférieure à 100 m ;

- le débit calorifique maximal possible calculé par référence à une température de 20°C est inférieur à 200 thermies par heure7.

Si ces deux conditions sont remplies, il s’agit alors d’une d'une exploitation de gîte géothermique de minime importance. Ce type d'opération n'est pas soumis à l’obtention d’un permis d’exploitation mais à simple déclaration.

Cette déclaration doit être faite à la DRIRE, au plus tard un mois avant la réalisation des travaux, par lettre recommandée avec accusé de réception. Elle tient alors lieu de la déclaration prévue à l'article 131 du Code Minier (décret 78-498 du 28 mars 1978 – article 17).

8.2.3. Demande d’ouverture de travaux

En application du décret n° 2006-649 du 2 juin 2006 (décret relatif aux travaux miniers, aux travaux de stockage souterrain, et à la police des mines et des stockages souterrains), sont soumis à l'autorisation prévue par l'article 83 du Code Minier l'ouverture de travaux de recherches et d'exploitation des gîtes géothermiques mentionnés à l'article 3 du Décret du Code Minier, ainsi que la mise en exploitation de stockage souterrain.

Le 1er chapitre de ce décret n° 2006-649 du 2 juin 2006 fournit le champ d’application des autorisations et déclarations, le chapitre 2 détermine la constitution du dossier, le chapitre 3 la procédure d’instruction des demandes d’autorisation et le chapitre 4 la procédure d’instruction des déclarations.

L’ouverture de travaux d’exploitation des gîtes géothermiques est soumise à autorisation administrative accordée après enquête publique et consultation des communes, comme le précise l’article 3.3 de ce décret.

7 (Teau exploitée – 20°C)xQ(en m3/h) < 200 th/h, avec 1 thermie = 4,1855.106 Joules



Illustration 91 – Principales procédures réglementaires relatives au Code Minier

8.3. CODE DE L’ENVIRONNEMENT - EXPLOITATION DES EAUX SOUTERRAINES

Les aspects réglementaires seront évoqués pour plusieurs stades :

- la réalisation des ouvrages ;

- les prélèvements d’eau (pompage) ;

- les rejets (réinjection) ;

- la recharge de nappe (réinjection).

8.3.1. Réalisation des ouvrages

Le texte qui s'applique plus particulièrement est le décret n° 93-743 du 29/03/1993 modifié relatif à la nomenclature des opérations soumises à autorisation ou à déclaration pris en application des articles L. 214-1 à 214-6 du Code de l’Environnement. Ce décret a été plusieurs fois modifié (dernière modification en date par décret n° 2006-881 du 17 juillet 2006). Dans ce résumé du contexte réglementaire,



ne sont envisagées que les demandes d’autorisation ou déclarations reçues par le Préfet après le 1er octobre 2006.

En application de cette nomenclature, sont soumis à déclaration la création de tout sondage, forage, puits et ouvrage souterrain (quelle que soit la profondeur), non destiné à un usage domestique8, exécuté en vue de la recherche ou de la surveillance d'eaux souterraines ou en vue d'effectuer un prélèvement temporaire ou permanent dans les eaux souterraines y compris dans les nappes d'accompagnement de cours d'eau (rubrique 1.1.1.0).

Remarque importante : Si l’ouvrage a une profondeur de plus de 10 mètres, il faut noter que l’article 131 du Code Minier s’applique alors en sus du Code de l’Environnement. L’ouvrage doit donc aussi faire l’objet d’une déclaration préalable à la DRIRE (cf. §8.2.1), en plus de la déclaration en préfecture.

8.3.2. Prélèvements

Les prélèvements sont soumis à déclaration ou à autorisation au titre du décret n°93-743 du 29/03/93 modifié relatif à la nomenclature des opérations soumises à autorisation ou à déclaration pris en application des articles L. 214-1 à 214-6 du Code de l’Environnement.

a) Prélèvements dans les aquifères, en dehors des nappes d’accompagnement de cours d’eau

Pour les prélèvements permanents ou temporaires issus d'un forage, puits, ou ouvrage souterrain dans un système aquifère à l'exclusion de nappes d'accompagnement de cours d'eau, les dispositions suivantes sont applicables (rubrique 1.1.2.0 de la nomenclature) :

- autorisation lorsque la capacité totale maximale des installations de prélèvement est supérieure ou égale à 200 000 m3 par an9 ;

- déclaration lorsque la capacité totale maximale des installations de prélèvement est inférieure à 200 000 m3 par an, mais supérieure à 10 000 m3 par an.

8 Est assimilé à un usage domestique tout prélèvement d’eau inférieur ou égal à 1 000 mètres cubes d'eau par an.

9 Les volumes annuels remplacent les précédentes limites de débit horaire (8 et 80 m3/h) fixant les dispositions de déclaration ou d’autorisation, depuis la modification du décret en date du 17/07/2006.



b) Prélèvements dans les nappes d’accompagnement de cours d’eau

Pour les prélèvements permanents ou temporaires dans les nappes d'accompagnement de cours d'eau, les dispositions suivantes sont applicables (rubrique 1.2.1.0 de la nomenclature) :

- autorisation lorsque la capacité totale maximale des installations de prélèvement est supérieure ou égale à 1 000 m³/h ou à 5 % du débit du cours d'eau10 ou, à défaut, du débit global d'alimentation du canal ou du plan d'eau ;

- déclaration lorsque la capacité totale maximale des installations de prélèvement est comprise entre 400 et 1 000 m³/h ou entre 2 et 5 % du débit du cours d'eau ou, à défaut, du débit global d'alimentation du canal ou du plan d'eau.

c) Prélèvements dans des zones spécifiques de déséquilibre hydrologique, appelées zones de répartition des eaux

Dans ces cas, les seuils d’autorisation et de déclaration sont abaissés (rubrique 1.3.1.0.) :

- autorisation lorsque la capacité de prélèvement est supérieure ou égale à 8 m³/h ;

- déclaration dans les autres cas.

8.3.3. Recharge artificielle des eaux souterraines

Ce chapitre concerne la recharge de nappe quelle que soit l’origine de l’eau qui sera utilisée (superficielle ou souterraine).

Le stockage de calories en aquifère nécessite le rejet d’eau dans une nappe. En conséquence, on peut considérer qu’il y a recharge de l’aquifère. Cette recharge de nappe est soumise à autorisation au titre du décret n°93-743 du 29/03/93 modifié relatif à la nomenclature des opérations soumises à autorisation ou à déclaration pris en application des articles L. 214-1 à 214-6 du Code de l’Environnement (rubrique 2.3.2.0). Ces dispositions se juxtaposent avec le point suivant relatif aux rejets (§8.3.4).

8.3.4. Rejets

Dans le cadre de projet de stockage de calories en aquifère avec rejet dans une même nappe des eaux prélevées, le rejet de ces eaux est soumis aux dispositions suivantes en application du décret n° 93-743 du 29/03/1993 modifié par le décret n° 2006-881 du 17 juillet 2006, pris en application des articles L. 214-1 à 214-6 du Code de l’Environnement (rubrique 5.1.1.0. de la nomenclature) :

10 Le débit du cours d’eau de référence est le « débit moyen mensuel sec de récurrence 5 ans », c’est-à-dire le débit mensuel minimum annuel qui a une probabilité de 1/5 (chaque année) de ne pas être dépassé.



- autorisation si la capacité totale de réinjection est supérieure à 80 m3/h ;

- déclaration si la capacité totale de réinjection est supérieure à 8 m3/h, mais inférieure à 80 m3/h.

Illustration 92 – Principales procédures réglementaires relatives au Code de l’Environnement



9. Conclusions et perspectives

Ce dernier chapitre propose en conclusion quelques règles pour l’évaluation de la préfaisabilité du stockage thermique en aquifère sur un site donné, ainsi que pour garantir du mieux possible le fonctionnement pérenne d’une installation, et enfin quelques perspectives quant à son application en France.

9.1. STOCKAGE THERMIQUE SUR UN SITE : Y ALLER OU PAS ?

9.1.1. L’eau à la base …

La condition sine (a)qua non pour qu’un système de stockage thermique en aquifère puisse être envisagé sur un site agricole donné est bien sûr la présence, sous ce site, d’un aquifère « adéquate ». « Adéquate » s’entend par capable de remplir les 3 conditions qui sont résumées dans le tableau ci-dessous :

La capacité de l’aquifère à … va dépendre de …

� Produire un débit suffisant et pérenne sur le long terme

- nature géologique et géométries des formations aquifères ;

- caractéristiques hydrauliques.

� Permettre la réinjection de ce même débit dans ce même aquifèer

- caractéristiques hydrauliques ; - profondeur du niveau d’eau.

� Permettre le stockage d’énergie thermique

- écoulement naturel de la nappe ; - déperditions thermiques.

Illustration 93 – Les trois commandements du stockage thermique en aquifère

Il s’agira donc de fournir un débit suffisant pour couvrir à la fois la demande en eau moyenne, et les pics (pics de chauffage et de refroidissement), que ce débit soit pérenne (au cours de l’année, et sur plusieurs années), de pouvoir réinjecter ce même débit dans ce même aquifère (sans qu’il soit nécessaire de multiplier les forages de réinjection et sans noyer le site par remontée de nappe), et de pouvoir récupérer, avec un taux de restitution acceptable, les eaux chaudes ou froides stockées la saison précédente (sinon, il est inutile de chercher à stocker, d’autant plus que les forages réversibles sont plus chers).



9.1.2. L’hydrogéologie est une science naturelle …

Le principe de stockage d’énergie thermique en aquifère est déjà opérationnel depuis plusieurs années. Aux Pays-Bas en particulier, il est appliqué au chauffage et au refroidissement d’installations de grande envergure, dont des serres maraîchères.

Il n’en demeure pas moins que la technologie n’est pas directement transposable d’un site à l’autre, car son applicabilité est complètement conditionnée par les caractéristiques hydrogéologiques locales du site.

Ceci justifie qu’un soin tout particulier doive être porté à la caractérisation hydrogéologique des sites afin d’évaluer la préfaisabilité, et de définir au mieux le niveau de risque. Il faut être bien conscient dès le départ que l’on travaille dans des milieux naturels, donc non « idéaux » du point de vue théorique. La caractérisation fine d’un site permet de mieux cerner les problèmes qui peuvent éventuellement se poser, et ainsi de décider, à la lumière des éléments apportés, si l’on s’engage dans l’application de cette technique (avec les investissements lourds que cela va impliquer) avec un niveau de risque jugé acceptable.

Caractériser finement un site du point de vue hydrogéologique permet de réduire la marge d’erreur des critères sur lesquels vont se fonder la décision de s’engager ou non dans l’application de la technique. Mais l’hydrogéologie est une science naturelle, et la sagesse incite à rester humble devant la nature : il faut donc être conscient que le risque d’échec n’est pas nul.

9.1.3. Caractérisation hydrogéologique d’un site

Le dimensionnement d’une étude hydrogéologique sur un site pour un projet de stockage thermique en aquifère va beaucoup dépendre de la connaissance existante (études antérieures, présence d’ouvrages à proximité, cartes géologiques), de la complexité de ce site (type d’aquifère, variations spatiales de l’écoulement régional de la nappe, etc.), et de la taille du système de stockage en lui-même (débits nécessaires en particulier).

La caractérisation hydrogéologique d’un site doit s’envisager par phases successives, de précision croissante, entre deux extrémités qui seraient :

- l’évaluation de la préfaisabilité, qui peut se « satisfaire » de données assez générales sur l’aquifère, à partir de données existantes à l’échelle plus ou moins régionale, éventuellement complétées par des investigations peu coûteuses ;

- le dimensionnement du système, avec la configuration des ouvrages et la définition des conditions d’exploitation.

Dans toutes les phases, la modélisation numérique des écoulements et des transferts thermiques apparaît comme un outil précieux, pour évaluer la capacité de stockage thermique de l’aquifère, son évolution dans l’espace et dans le temps, l’impact de l’opération sur la nappe (rayon d’influence thermique en particulier). Au stade de l’évaluation de la préfaisabilité, ces simulations numériques peuvent être menées sur



une géométrie d’aquifère simple, avec des jeux de paramètres issus d’études antérieures et la bibliographie pour des contextes hydrogéologiques proches. Puis, la géométrie et les jeux de paramètres peuvent s’affiner avec la progression des connaissances et des investigations (essai de pompage, sondage de reconnaissance, etc.) sur le site.

Le tableau ci-après propose un récapitulatif des paramètres hydrogéologiques à prendre en compte, avec les méthodes de détermination associées aux stades de l’évaluation de la préfaisabilité et du dimensionnement. (Illustration 94).

Méthodes possibles d’estimation au stade … Paramètre Sigle

(unité) de l’étude de préfaisabilité du dimensionnement détaillé

Géométrie de l’aquifère

• études géologiques, hydrogéologiques

• coupes de forages (Banque de Données du Sous-Sol du Brgm, enquête auprès des foreurs, etc.)

• forage de reconnaissance, avec log géologique, examen des cuttings

• diagraphies de forages : résistivité, gamma ray, etc.

Gradient hydraulique de la nappe (valeur et direction)

i (‰)

• carte piézométrique régionale

• mesures piézométriques ponctuelles et carte topographique (pour les aquifères superficiels)

• carte piézométrique locale • création de piézomètres,

nivellement • campagnes de mesures

piézométriques basses eaux et hautes eaux

Perméabilité K (m/s)

• fourchettes de valeurs issues de la bibliographie générale sur les aquifères

• études hydrogéologiques régionales

• essai de pompage par paliers, avec suivi des variations de niveaux piézométriques au puits de pompage

• essai de pompage de longue durée

• diagraphie de vitesses en pompage

Porosité efficace

ε (%)


• études hydrogéologiques régionales

• essai de pompage par paliers, avec suivi des variations de niveaux piézométriques au puits de pompage et dans un piézomètre d’observation

Vitesse de Darcy

V = K.i (m/s)

• évaluation à partir de la perméabilité et du gradient hydraulique

• incertitude plus ou moins grande en fonction de celle associée à ces deux paramètres

• évaluation à partir de la perméabilité et du gradient hydraulique

• incertitude plus ou moins grande en fonction de celle associée à ces deux paramètres



Méthodes possibles d’estimation au stade … Paramètre Sigle

(unité) de l’étude de préfaisabilité du dimensionnement détaillé

Vitesse réelle de la nappe

u = V/ε (m/s)

• évaluation à partir de la vitesse de Darcy et de la porosité efficace

• essai de traçage


αL (m)


• 1/10ème de la distance de transfert thermique

• connaissance du champ des perméabilités

• essai de traçage (analyse de la fonction de transfert dans au minimum un piézomètre situé en aval du point d’injection)

Dispersivité transversale

αT (m)


• 1/10ème à 1/20ème de la dispersivité longitudinale

• connaissance du champ des perméabilités

• essai de traçage (analyse de la fonction de transfert dans au minimum deux piézomètres situés en aval du point d’injection et transversalement à l’écoulement moyen de la nappe)

Conductivité thermique

λ (W/m/°C)



• mesures in situ Capacité calorifique

γ (J/m3/°C)



• mesures in situ

Illustration 94 – Récapitulatif des paramètres et des méthodes de détermination associées aux stades de l’étude de préfaisabilité et du dimensionnement d’un projet

9.1.4. Quelques règles pour un fonctionnement pérenne des installations

Des spécifications techniques des installations (forages, conduites, équipements, etc.) ont été données dans le chapitre n°7. Ne sont ici reprises que quelques notions essentielles pour essayer de garantir au mieux le fonctionnement pérenne d’une installation.

a) Forage

L’idée clé à retenir est que le stockage thermique en aquifère appliqué pour le chauffage et le refroidissement implique que chaque forage soit réversible, donc qu’il serve alternativement en pompage et en réinjection. La réinjection étant toujours plus



délicate que le pompage, ce qui implique que ces forages seront surdimensionnés par rapport à des forages « classiques » uniquement utilisés en pompage :

- prévoir un bon développement du forage pour éviter les risques de blocage (surtout en réinjection) par des matières en suspension ;

- prévoir éventuellement des matériaux spéciaux en fonction des températures en jeu (inox,, etc.) ;

- le massif filtrant devra être prévu pour un fonctionnement en pompage (rôle « classique ») ET en réinjection, sous peine de risque de déstabilisation ;

- les crépines devront être surdimensionnées pour ne pas dépasser des vitesses limites sous peine de risque d’entraînement de matériaux ; ces vitesses limites sont environ deux fois plus faibles en injection qu’en pompage.

b) Conditions d’exploitation

Le principe de base à retenir est de veiller à modifier le moins possible les caractéristiques des eaux de l’aquifère entre le pompage et la réinjection (à part la température bien sûr …). En effet, la modification de paramètres tels que la teneur en oxygène, le potentiel d’oxydoréduction, entraîne un risque de colmatage par précipitations et dépôts (fer et manganèse, calcite, etc.).

Quelques règles concrètes seront à appliquer :

- canalisations sous pression, sans mise à l’air ;

- éviter toute possibilité de contact entre eau du circuit « primaire » (aquifère) et les échangeurs thermiques (circuit « secondaire ») pour éviter également les risques de contamination de l’aquifère lors de la réinjection.

Les forages qui ne sont utilisés que pour la réinjection présentent des risques accrus de colmatage par dépôts de substances fines (eaux limoneuses par exemple). Ce risque est cependant limité dans le cas de forages réversibles, c'est-à-dire servant alternativement de forages de pompage et d’injection, un décolmatage « naturel » ayant lieu lors des phases de pompage.

Des développements bactériens (salmonelles, etc.) peuvent être favorisés par des températures de l’ordre de 30 à 40°C (Sauty et al., 1988). D’après les témoignages recueillis auprès de bureaux d’études Hollandais et Belges, le risque de développement bactérien serait a priori faible pour des températures inférieures à 30°C. Quelques analyses de contrôle de la qualité des eaux pompées (dont qualité bactériologique) seront toutefois à programmer.

c) Suivi de l’exploitation

Enfin, un mot sur la nécessité d’équilibrer les bilans énergétiques chaud et froid au niveau de l’aquifère, pour garantir la pérennité de l’exploitation. Il apparaît primordial de faire un bilan énergétique total (surface + souterrain) de toute l’installation.



Ceci implique, en particulier au niveau de l’aquifère, d’effectuer un suivi des débits (et des volumes) pompés et injectés, des températures des eaux pompées (complétées éventuellement par des mesures sur des piézomètres de surveillance voisins des ouvrages d’exploitation), et d’en conserver l’historique, afin d’évaluer l’évolution de l’installation sur les moyen et long termes.

9.2. PERSPECTIVES

En France, la surface totale des serres maraîchères chauffées est d’environ 1300 ha. Elle concerne principalement une production de tomate et de concombre. Le chauffage est le deuxième poste (de 25 à 40 % des charges en 2006) en terme de coût après la main d’œuvre sur le plan national. Par conséquent, il est pour les serristes, une préoccupation majeure qui s’est accentuée avec la hausse du prix des combustibles.

L’enjeu de demain est de rendre les serres plus autonomes au niveau énergétique afin de permettre aux exploitations de rester compétitives sur un marché de plus en plus concurrentiel et de répondre à une exigence environnementale croissante telle que les émissions de gaz à effet de serre. Une des solutions pour réaliser des économies d’énergie et mieux gérer le climat de la serre est le principe de la serre capteur d’énergie, qui se développe aux Pays-Bas, et qu’il est nécessaire d’étudier en France.

Au vu des installations parfois de grande envergure en application depuis plusieurs années dans d’autres pays, le stockage thermique en aquifère semble intéressant à envisager pour le chauffage et le refroidissement de serres maraîchères en France. Comme on a pu le voir au long de ce rapport, cette technique est néanmoins exigeante en termes de conditions aquifères à remplir, et implique des investissements lourds.

Cependant, la France est loin d’être partout le « plat pays » de la Hollande ou des Flandres ... Ses contextes géologiques et donc hydrogéologiques, intimement liés, sont plus complexes, et plus variés. Pas d’impossibilité a priori, car la présence d’aquifères dans la zone des 10 à 200 premiers mètres est très répandue. Aquifères sédimentaires, aquifères alluviaux. Même dans des zones de terrains de socle, tels que la Bretagne, a priori peu favorables, des aquifères sédimentaires peuvent exister qui pourraient éventuellement convenir, en fonction des besoins thermiques de l’installation. Quoi qu’il en soit, l’évaluation de la faisabilité exigera une étude au cas par cas.

Enfin du point de vue réglementaire, il n’y a pas d’interdiction a priori pour l’application de cette technique. Cependant, la réglementation est complexe. En fonction de la dimension des installations, les dossiers administratifs pourront être lourds à monter, et ce type d’opération pourra donner lieu à différentes interprétations de la part des services de l’état en charge d’instruire ces dossiers. Dans certains contextes particuliers (aquifère patrimonial, réservé en priorité à l’Alimentation en Eau Potable, etc.), des arbitrages pourront avoir lieu.

Pour cette étude, une approche des besoins énergétiques pour le chauffage et le refroidissement dans le Sud-Est et le Nord-Ouest de la France a été réalisée. Cela permet de fixer des ordres de grandeur qu’il conviendra d’affiner en fonction des



équipements (caractéristiques des échangeurs, de la pompe à chaleur et des réservoirs) pour la réalisation d’un projet.



10. Liste des publications faisant état des travaux

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11. Bibliographie

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ET QUELQUES SITES INTERNET A CONSULTER :

ADEME/Brgm : http://www.geothermie-perspectives.fr

ARENE (Agence Régionale de l’Environnement et des Nouvelles Energies) Ile-de-France : http://www.areneidf.org/



Association Française pour les Pompes à Chaleur (AFPAC) : http://www.afpac.org/

Innogrow: http://www.innogrow.nl

Informations sur les projets énergie aux Pays-Bas : http://www.energiek2020.nu



Annexe 1

Glossaire hydrogéologique



Ce glossaire reprend l’essentiel des notions techniques relatives à l’hydrogéologie indiquées dans ce rapport. Il est inspiré de l’ouvrage collectif : « Aquifères & eaux souterraines en France », paru aux Editions du Brgm en 2006.

Aquifère : Du latin aqua, eau - et fer -, qui porte sur soi, apporte, produit. Corps (couche, massif) de roches perméables comportant une zone saturée, suffisamment conducteur d’eau pour permettre l’écoulement significatif d’une nappe souterraine et le captage de quantités d’eau appréciables. Un aquifère peut comporter une zone non saturée.

Caractéristiques de l’eau : Le terme de qualité porte essentiellement sur le caractère corrosif et/ou incrustant de l’eau de nappe qui est déterminé à partir des paramètres suivants :

- le titre hydrotimétrique ou dureté de l’eau (exprimé en degré français ou °TH) lié à la concentration en ions Calcium (Ca) et qui influe sur le caractère incrustant de l’eau exploitée ;

- les concentrations (en mg/ml) en ions Calcium (Ca), Sulfates (SO4), Magnésium (Mg) qui peuvent générer des dépôts sur les crépines et les parois des pompes, tuyauteries et échangeurs ;

- la concentration (en mg/ml) des ions chlorures (Cl) qui influe sur le pouvoir corrosif de l’eau.

Cimentation : La cimentation d'un tubage dans un forage consiste à remplir de ciment l'espace annulaire entre le tubage et la paroi naturelle du forage. Cette cimentation a pour but de sceller le tubage aux terrains traversés ce qui permet de protéger la qualité des eaux souterraines (afin d’éviter le mélange d'eaux de différents niveaux et l'infiltration d'eau de surface).

Coefficient d’emmagasinement : Rapport du volume d’eau libérée (ou emmagasinée) par unité de surface d’un aquifère, à la variation de charge hydraulique correspondante. Il est généralement noté S, et est sans dimension. Dans un aquifère captif, ce paramètre est lié à la compressibilité et à l’expansibilité de l’eau et du milieu aquifère. Dans une nappe libre, il équivaut en pratique à la porosité efficace.

Colonne de production (colonne d'exhaure) : Conduite verticale disposée dans un forage servant à pomper l'eau souterraine.

Corrosif : Aptitude d’une eau à dissoudre les métaux, liée à sa composition physicochimique (PH, résistivité, teneur en oxygène, chlorures, etc.). La corrosivité augmente avec la température.

Crépine : Partie perforée du tube cylindrique servant à aspirer ou réinjecter l’eau de la nappe tout en retenant les particules fines du terrain (sable…). Les types de crépines sont déterminés suivant la forme et le pourcentage de vides pour allier résistance et vitesse de l'eau dans les ouvertures ou « fentes ». Différents types de crépines :



- - Crépine à trou oblong, Ouverture : 5 à 20 %

- - Crépine à ponts, Ouverture : 5 à 20 %

- - Crépine à fil enroulé, Ouverture :20 à 50 %

- - Tubage lanterné : À proscrire

Gradient hydraulique : Différence de charge hydraulique entre deux points d’un aquifère, par unité de distance selon une direction donnée. Il s’exprime en m/m, ou plus fréquemment en m/km (‰).

Isopièze : Courbe joignant, sur une carte, les points d’égale hauteur piézométrique d’une nappe d’eau souterrain.

Massif filtrant : Il s'agit d'un massif de gravier ou de sable mis en place entre la crépine et le terrain dans le but d'empêcher le passage des éléments les plus fins de l’aquifère capté.

Nappe d’eau (au sens de nappe d’eau souterraine) : Ensemble de l’eau présente dans la zone saturée d’un aquifère, dont toutes les parties sont en liaison hydraulique.

Nappe captive : Nappe, ou partie d’une nappe, sans surface libre, donc soumise en tous points à une pression supérieure à la pression atmosphérique, et dont la surface piézométrique est supérieure au toit de l’aquifère, à couverture moins perméable, qui la contient.

Nappe d’eau souterraine : Ensemble des eaux comprises dans la zone saturée d’un aquifère, dont toutes les parties sont en liaison hydraulique.

Nappe libre : Nappe à surface libre, comprise dans un aquifère qui comporte une zone non saturée. Par opposition à la nappe captive, la nappe libre est soumise en tous points à la pression atmosphérique, et la surface piézométrique est inférieure au toit de l’aquifère.

Niveau piézométrique : Niveau libre de l’eau observé dans un forage rapporté à un niveau de référence (Nivellement Général de la France, niveau par rapport au sol, à la tête d’ouvrage, etc.).

Perméabilité : Aptitude d’ un milieu à se laisser traverser par un fluide sous l’effet d’un champ de potentiel. Elle s’exprime pour l’eau par le coefficient de perméabilité au sens de Darcy, noté K. L’unité est le mètre par seconde.

Piézomètre : Dispositif servant à mesurer la hauteur piézométrique en un point donné d’un aquifère.

Pompage d’essai : Opération qui consiste à pomper à débit(s) connu(s) pendant un temps donné dans un forage, et à mesurer l’influence de ce pompage sur le niveau piézométrique dans ce forage et dans des ouvrages voisins (piézomètres).



L’interprétation du pompage d’essai permet ensuite de déduire les caractéristiques de l’aquifère en appliquant des formules appropriées sur les rabattements mesurés.

Porosité : Propriété d’un milieu à comporter des vides, interconnectés ou non, exprimée par le rapport du volume des ces vides au volume total du milieu. Dans le milieu saturé, elle équivaut à la teneur en eau volumique. Nombre sans dimension, qui s’exprime généralement en pourcentage.

Porosité efficace : Rapport du volume d’eau gravitaire qu’un milieu poreux peut contenir en état de saturation puis libérer sous l’effet d’un drainage complet, à son volume total. Nombre sans dimension, qui s’exprime généralement en pourcentage.

Rabattement : Diminution de charge hydraulique déterminée en un point donné sous l’effet d’un prélèvement d’eau. Elle se traduit en pratique par l’abaissement du niveau piézométrique par rapport au niveau naturel, et s’exprime en mètres. Sa valeur sera fonction du type d’aquifère, du débit prélevé, de la distance au point de prélèvement, du temps écoulé depuis le début du pompage.

Surface piézométrique : Lieu des niveaux piézométriques, surface qui représente la distribution des charges hydrauliques d’une nappe. Du point de vue cartographique (carte piézométrique), elle est figurée par un ensemble de lignes équipotentielles, construites par interpolation de mesures ponctuelles, selon des valeurs de charges hydraulique équidistantes (isopièzes). Elle permet de définir les directions d’écoulement, qui sont perpendiculaires aux isopièzes.

Transmissivité : Paramètre qui régit le débit d’eau s’écoulant par unité de largeur de la zone saturée d’un aquifère, et par unité de gradient hydraulique. Produit du coefficient de perméabilité (K, en m/s), et de l’épaisseur aquifère (en m). Il est généralement noté T, et s’exprime en m2/s.

Zone non saturée : Zone du sous-sol comprise entre la surface du sol et la surface d’une nappe libre. Dans la zone non saturée, l’eau n’occupe qu’une partie des vides, et sa pression est inférieure à la pression atmosphérique.

Zone saturée : Zone du sous-sol dans laquelle l’eau occupe complètement les interstices de roches, formant, dans un aquifère une nappe d’eau souterraine.



Annexe 2

Grandeurs et unités thermiques



Les définitions ci-après s’inspirent de l’ouvrage « La géothermie, une énergie d'avenir », (Lemale & Jaudin, 1998).

Dans le Système International (SI), l’énergie (qui correspond également à un travail, ou à une quantité de chaleur) est exprimée en Joules, symbole J. D’autres unités hors Système International peuvent être rencontrées, qui sont présentées ci-après :

Autres unités (hors SI) Symbole Multiples rencontrés Correspondance

Wattheure Wh kWh, MWh, GWh 1 Wh = 3 600 J

Calorie Cal Thermie (1 th = 106 cal) 1 cal = 4,1855 J

Tonne Equivalent Pétrole tep 1 tep = 41,86 GJ

= 11,63 MWh

Correspondance entre les différentes unités d’énergie thermique utilisées

Dans les bilans énergétiques, l’agrégation entre les différentes sources d’énergie demande le choix d’un combustible standard de référence. Ce combustible a longtemps été le charbon, mais l’on retient aujourd’hui la tonne équivalent pétrole (tep). Elle est définie par convention : 1 tep = 41,86 GJ = 10 000 th.

La puissance thermique représente une quantité d’énergie par unité de temps. Elle est exprimée en Watt : 1 W = 1 J/s.

Des noms et des symboles ont été adoptés pour les préfixes destinés à former les multiples et sous-multiples des unités du Système International. Parmi les plus couramment utilisés sont à retenir :

- Péta (P) : 1018 ;

- Téra (T) : 1012 ;

- Giga (G) : 109 (milliard) ;

- Méga (M) : 106 (million) ;

- Kilo (k) : 103 (millier).



Annexe 3

Compte-rendu de mission aux Pays-Bas, avril 2006



Montpellier, le 13 avril 2006

COMPTE RENDU DE MISSION

Rédacteur : Ariane Grisey (Ctifl) & Nathalie Courtois Entité : EAU/RMD

Projet : Projet de recherche Ctifl – Ademe – Brgm : étude de préfaisabilité de stockage d’eau tiède et d’eau refroidie en aquifère pour la climatisation réversible de serres maraîchères.

Numéro : PDR06LRO01

Objet : Mission en Hollande :

1. Visite de deux serres équipées en climatisation réversible par stockage d’eau tiède et d’eau refroidie en aquifère, avec échangeurs eau/air Fiwihex.

2. Visite du bureau d’études IF Technology (qui a dimensionné les forages pour les deux serres), et du stade Gelredom, équipé par la technologie en aquifère.

3. Université de Wageningen : discussion sur l’échangeur eau/air Fiwihex.

Date : du 4 au 6 avril 2006 Lieu : Hollande

Participants : - N. Courtois (EAU/RMD) - Ariane Grisey, Dominique Grasselly, Eric Brajeul (CTIFL) - Thierry Boulard (INRA) - François Lummert (CMF, fabricant de serres) - Eric Vézine (ADEME).

Diffusion : - M. Audibert, JP Marchal (SGR/LRO) - V. Petit (EAU/RMD) - A. Menjoz, D. Thiéry (EAU/M2H) - A. Genter, F. Jaudin (CDG/ENE)

RÉSUMÉ ET CONCLUSIONS

Cette visite a permis de préciser le type de données nécessaires pour la modélisation hydrogéologique. On voit que la puissance thermique qui sera demandée à l’aquifère va beaucoup dépendre d’une part de l’échangeur qui sera utilisé, et d’autre part s’il est installé en association ou non avec une pompe à chaleur, avec un réservoir tampon, avec une tour de refroidissement

Action Responsable Délai Soldé

Lancement du projet, rédaction du PAQ N. Courtois Mai 2006 Choix du type de modélisation N. Courtois Juin 2006 Précision des données d’entrée du modèle N. Courtois Juin 2006



1. OBJECTIF DE LA MISSION ET PROGRAMME DES VISITES Cette mission commune en Hollande a été menée dans le cadre du démarrage du projet de recherche « étude de préfaisabilité du stockage d’eau réchauffée et d’eau refroidie en aquifère pour la climatisation réversible de serres maraîchères ». Elle avait pour objectif la visite de serres fermées fonctionnant sur le principe du stockage thermique en aquifère, et avec des échangeurs eau/air développés par la firme hollandaise Fiwihex. Elle a permis également d’obtenir des renseignements sur les caractéristiques des aquifères et leur mode d’exploitation, ainsi que sur les capacités thermiques des échangeurs. Le programme des visites avait été établi par le Ctifl. Mardi 04/04 Mercredi 05/04 Jeudi 06/04

Contact: M. VERMEIRE (Fiwihex)

Contact: O.POST (Hoogendoorn)


Contact: M. VERMEIRE (Fiwihex) et G. BOT (PRI)

09h00-12h00 Serre Huissen et

Huisman Hygro Société PLJ BOM Bureau d’étude

IF Technology, à Arnhem

PRI Wageningen : � Feije De Zwart � Gerard Bot


Contact: O.POST (Hoogendoorn)


14h00-18h00 Serre de tomate

Berlikum Cluster Bergschenhoek

Visite de Gelredrom

2. SERRE HYGRO HUISMAN Personnes rencontrées : Fiwihex : Jean Jacques Vermeire, Arno ter Beek, Marcel ter Beek, M. Van Andel Theo de la société Huisman, Jan Fransen Lek Habo (société qui a réalisé l’installation hydraulique et la régulation des échangeurs). Personnes présentes : -Ariane Grisey, Dominique Grasselly, Eric Brajeul, Thierry Boulard, François Lummert, Eric Vézine. 2.1 Présentation et Introduction par M. Van Andel M. Van Andel travaillait auparavant pour la société Akzo sur les échangeurs thermiques (au départ pour les ordinateurs puis pour la climatisation). Il a travaillé sur différents échangeurs air/air puis eau/air. De 1996 à 1999, 20 prototypes ont été réalisés. Le premier essai en serre a été réalisé par Arno Ter Beek sur une surface de 40 m² à Alméria chez Western Seeds : l’augmentation de rendement annoncé par Fiwihex sur une culture de tomate a été de + 50 % et sur le poivron + 100 %. La serre était chauffée et refroidie à l’aide des échangeurs couplés à une tour de refroidissement. Un bassin permettait de stocker l’eau. Néanmoins, cette technologie est pour l’instant trop chère pour l’Espagne. Pendant 2-3 ans, plusieurs essais ont été réalisés à Wageningen (PRI). M. Van Andel pense que chauffer des serres sans pompe à chaleur est possible. Avec 1 ha de serre équipé en échangeurs Fiwihex, il pense qu’il est possible de chauffer 2-3 ha. Fiwihex a répondu à l’appel d’offre Kasalsernergiebron du Ministère hollandais de l’agriculture. Un autre projet de 20-30 ha de serre de roses et de tomates près d’Amsterdam est prévu avec une aide de 50 % du SenterNovem, l’équivalent de l’Ademe aux Pays Bas. « Greenhouse village » est un projet porté par Fiwihex regroupant des serres et des habitations. Il s’agit d’un projet global où les serres (environ 20 ha) contribuent à chauffer 200 habitations. Les eaux usées sont également épurées et l’eau issue de la condensation des serres est utilisée comme eau potable. Une production de biogaz à partir de déchets et



des eaux usées domestiques est même intégrée pour produire de l’électricité. La commune de Lingenvaar (à côté de Huissen) a approuvé politiquement le projet qui pourrait se réaliser dans 5 ans. Le montant du projet est évalué à 30 M€. La Rabobank est partie prenante de ce projet. La fondation Altran a lancé un concours « Energie ». Fiwihex a été retenu parmi 6 projets. M. Van Andel va présenter le projet « Greenhouse village » en mai 2006 à Paris. 2.2 Serre de plantes en pots (Huissen) La serre se situe sur le cluster de Bergerden (le plus important aux Pays Bas). Le projet a bénéficié d’une aide de 50 % par SenterNovem. L’installation de la serre Huissen a été sur-dimensionnée pour rassurer le producteur. Il y a une pompe à chaleur car la surface est trop petite. La pompe à chaleur permet de dissiper de l’énergie. Le rendement est insuffisant car la surface de culture est très inférieure à 1 ha de serre. La surface totale de la serre en polycarbonate (PH 1) est de 2,5 ha de plantes en pot. Les plantes (par exemple Ficus benjamina) proviennent d’Afrique du sud. Elles sont rempotées avec un substrat à base de billes d’argile, séjournent quelques semaines dans la serre et sont vendues entre autres aux Emirats Arabes Unis (production à haute valeur ajoutée). Un compartiment de 2650 m² est équipé de 150 échangeurs Fiwihex, la couverture est en Lexan Zig Zag et la serre est équipée d’un écran thermique. Les différents paramètres sont suivis (température, pression). L’investissement est d’environ 100 €/m² en comptabilisant les équipements pour le stockage en aquifère (forages, pompes, etc.), les échangeurs et la pompe à chaleur. Avec l’écran thermique et la structure en Lexan Zig Zag, les besoins énergétiques ont été réduits. Le système Fiwihex permettrait d’économiser 90 % de l’énergie fossile (objectif annoncé par Fiwihex). 2.2.1. Dimensionnement thermique • Puissance pour le refroidissement : 25 kW/échangeur • Puissance électrique 1,2 kW/échangeur. • Puissance pour le chauffage : 6250 W/échangeur (soit 25 kW/4) (calculé pour une

consigne de température intérieure de 17 °C avec une température extérieur de -10 °C).

• Vitesse d’entrée de l’air de 2 m/s et vitesse de sortie de 4m/s, avec une aspiration tangentielle pour éviter l’encrassement.

• L’eau de condensation est récupérée. • Une pompe à chaleur est utilisée pour dissiper l’énergie. Le nouvel échangeur aura une taille plus réduite et une partie des tubes où l’eau circule sera en plastique au lieu du cuivre (gain économique), avec une puissance électrique de 355 W/échangeur. Le diamètre intérieur des tubes de circulation de l’eau est de 1,7 mm (structure tissée de 5m2 par échangeur). D’après Fiwihex, la surface n’est pas optimisée et la puissance installée est surdimensionnée aux Pays-Bas : puissance en refroidissement nécessaire 500 W/m² et en chauffage 100 W/m².



Photo 1 – Echangeurs Fiwihex

2.2.2. Aquifère Ce compartiment de serre de 2650 m2 devrait être, à terme, chauffé et climatisé via un stockage d’eau réchauffée et refroidie en aquifère avec le doublet de forages implanté sur leur site. Ces deux forages de 100 m de profondeur, de diamètre 800 mm en tête, et séparés de 250 m, sont exploités au débit de 100 m3/h. Ils captent un aquifère sableux de 30 m d’épaisseur, situé à une profondeur de 70 m (sous un aquifère superficiel sableux de 30 m d’épaisseur, avec une couche d’argile de 40 m d’épaisseur séparant les deux aquifères). L’écoulement naturel de l’aquifère exploité est de l’ordre de 10-20 m/an. Ce doublet de forages vient d’être mis en service. A terme (d’après les calculs de dimensionnement, l’équilibre devrait être atteint d’ici 3 ans environ), les températures visées sont de 9°C pour le « puits froid » et de 23°C pour le « puits chaud » (la législation hollandaise interdit de réinjecter de l’eau à plus de 25°C en aquifère, et la demande d’autorisation pour réaliser un forage est de 6 mois). Le circuit de pompage / réinjection en aquifère est maintenu à une pression de 1 bar pour éviter les problèmes d’exploitation liés au dégazage et à l’oxygénation. Aux températures rencontrées, inférieures à 30°C, les risques de minéralisations (précipitation de calcite, ou de silicates) restent faibles. L’eau tiède ou froide (en fonction des saisons) extraite de l’aquifère, échange, via un échangeur eau/eau, l’énergie avec l’eau osmosée qui circule (circuit fermé) dans les échangeurs eau/air Fiwihex.



�� Photo 1 – Tête de forage, équipée de mesure de débit et de température

2.3 Serre de tomates (Berlikum, Frisland) La serre située à Berlikum a une surface de 1000 m² équipée d’échangeurs Fiwihex (4 fois moins d’échangeurs que Huissen). Cette réduction permet d’effectuer une économie sur l’investissement d’un facteur 6 par rapport à Huissen. L’installation d’échangeurs sur une surface de 1 ha est prévue, l’optimum de rendement thermique étant atteint entre 1 et 2 ha. Le projet devrait se réaliser en plusieurs phases : passer de 1000 m2 à 1 ha, puis à 2ha, puis au final, chauffer les 8 ha de serres avec les échangeurs installés sur 5 ha. 2.3.1. Dimensionnement thermique Les caractéristiques de la serre de tomate sont les suivantes : • Serre verre simple paroi, écran thermique, gouttières suspendues. • La partie contenant les échangeurs a une surface de 1000 m², séparée du reste de la

serre par une paroi en plastique. • Un bassin de stockage journalier est prévu. • On comptabilise 1 échangeur par travée, soit un échangeur tous les 40 m². La largeur

des chapelles est de 8 m. • Dimensionnement : 500 W/m² en refroidissement et 125 W/m² pour le chauffage. L’installation réalisée semble poser 2 problèmes que Fiwihex tente de résoudre : • l’hétérogénéité spatiale des températures, qui pourrait être résolue par une

amélioration de la disposition des échangeurs, • la ventilation excessive des cultures, qui pourrait être résolue par une amélioration du

refoulement d’air. 2.3.2. Aquifère L’aquifère sableux, d’une épaisseur de 50 m, exploité ici est situé à 150 m de profondeur. Pour instant, seul un puits « froid » est en service, et exploité au débit de 30 m3/h. A terme, l’objectif est d’avoir 3 puits : un puits « froid » à 10°C, un puits « tiède » à 19°C, et un puits « chaud » à 23°C, pour produire le plus possible d’eau la plus chaude, à 23°C (en effet, le



coût de chauffage, de l’ordre de 100 000 €/ha/an, est très largement supérieur au coût de la climatisation).

Photo 1 – Gauche : échangeur eau/air Fiwihex, Droite : échangeur eau/eau entre eau de

l’aquifère et eau du circuit Fiwihex 3. IF TECHNOLOGY (ARNHEM) Personne rencontrée : Aart L. Snijders, Président Personnes présentes : Fiwihex : Marcel ter Beek & Jean-Jacques Vermeire, Brgm : N. Courtois. IF Technology est un bureau d’études privé de 40 personnes, avec une expérience de 15 ans en hydrogéologie, mécanique des fluides, thermique, etc. Ce bureau a dimensionné les installations (forages, débits) des deux serres visitées à Huissen et Berlikum, pour leur portion équipée avec les échangeurs Fiwihex. Au niveau de l’aquifère, le dimensionnement des installations, et l’évaluation de leur fonctionnement au cours du temps (durée de mise à l’équilibre des températures des puits « froid » et « chaud », impact hydraulique et thermique autour des forages, etc.) sont effectués par modélisation mathématique. Ils utilisent un modèle américain, ainsi que Modflow. Les modèles doivent pouvoir traiter à la fois d’écoulement et de thermique (avec par exemple des phénomènes de convection et de densité dus aux températures). Les simulations tournent pour des durées de 10 à-20 ans pour évaluer l’évolution sur le long terme. M. Snijders présente le principe du stockage thermique en aquifère (ATES : Aquifer Thermal Energy Storage), et des exemples d’applications, en Hollande principalement, et aussi en Angleterre, et Canada : - climatisation et chauffage de bâtiments publics, hôpitaux, centres commerciaux (exemple

donné : magasin IKEA, 750 kW, climatisation et chauffage avec stockage en aquifère, principe = préchauffage ou pré refroidissement de l’air extérieur, système ouvert, ventilé) ;

- applications en agriculture : nurseries de champignons, serres ouvertes ou fermées.



Ces systèmes fonctionnent pour la plupart avec une pompe à chaleur pour le chauffage, et en refroidissement direct (sans PAC). M. Snijders donne quelques chiffres « clé » issus de son expérience pour une utilisation du stockage thermique en aquifère : - épaisseur aquifère > 20 m ; - transmissivité > 500 m2/jour (soit > 0,006 m2/s) ; - profondeur de l’aquifère < 200 m (sinon, le coût pour remonter l’eau par pompage

devient prohibitif) ; - écoulement naturel de la nappe relativement faible (en Hollande, pays plat, il est en

général compris entre 10 et 60 m/an, donc très faible). Visite du Gelredom Stadium, à Arnhem, en fonction depuis 1999. Il s’agit d’un stade de 27000 places, et multifonctions : stade de foot, parc d’exposition, salle de concert, etc. La couverture est amovible. Le terrain de foot est monté sur un caisson coulissant : situé à l’extérieur en temps normal, il est rentré dans le stade juste pour les matchs !. Un système de chauffage est installé sous la pelouse pour éviter neige et glace etc. avant les matchs. Ce stade est en partie chauffé et climatisé avec un système de stockage en aquifère, et une pompe à chaleur : - le chauffage (410 kW) est fourni par deux « puits chauds » fournissant un débit total de

60 m3/h, avec une température de 14-15°C (la présence des deus puits s’explique par la limitation en débit imposée par la réinjection) ;

- le refroidissement (2800 kW) est assuré par un « puits froid » fournissant 250 m3/h, avec une température de 7-8 °C ;

- la distance entre puits froid et chauds est de 200 m ; - l’aquifère sableux exploité est situé à 40 m de profondeur, et est épais de 40 m. En été, le refroidissement est direct la majeure partie du temps, la pompe à chaleur est seulement utilisée en appui pour les « pics » (quelques jours par an).

�Photo 1 - intérieur du stade Gelredom, à Arnhem�



�� Photo 1 – Gauche : échangeurs eau/eau entre l’eau de l’aquifère et celle du circuit du stade,

Droite : pompe à chaleur 4. UNIVERSITE DE WAGENINGEN Personne rencontrée : M. Feije de Zwart Personnes présentes : Marcel ter Beek (Fiwihex), A. Grisey (Ctifl, N. Courtois (Brgm). F. de Zwart travaille à Wageningen sur les échangeurs, entre autres ceux de Fiwihex. Il suit l’installation de Huissen. Il connaît également l’installation de PLJ Bom.

• Relation serre fermée - serre ouverte : Aux Pays Bas, 1 ha de serre fermée nécessite 5 ha de serres non fermées. Pour le sud de la France, F. de Zwart pense que ce sera 1 ha de serre fermée pour 6 ha de serres non fermées.



Dans le cas du chauffage, l’eau en entrée de l’échangeur est à une température de 25°C et va ressortir à 18-20 °C ; il est alors nécessaire de la baisser à 10 °C à l’aide d’une tour de refroidissement ou d’une pompe à chaleur. Pendant 2000 h/an, on a également besoin d’eau froide pour condenser l’air ambiant et abaisser l’humidité. Pour les calculs de bilans thermiques, il est indispensable de bien définir l’échangeur. Sans la pompe à chaleur, on doit échanger plus vite pour avoir le même rendement et donc augmenter la vitesse des ventilateurs, ce qui augmente la consommation électrique. La pompe à chaleur permet de compenser et de diminuer la vitesse de ventilation. L’objectif recherché est d’utiliser moins d’électricité. L’avantage des échangeurs de Huissen est qu’ils ont une consommation d’énergie faible pour une ventilation importante.

25 °C 10 °C

18_20°C

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Le delta de température atteint au sein des échangeurs dépend du niveau de condensation dans l’échangeur lui-même (l’énergie dissipée pour la condensation étant supérieure à celle dissipée par rayonnement). Les échangeurs sont en série. Le premier régule les suivants.

Le besoin en eau pour une serre fermée avec le principe de stockage thermique en aquifère est de l’ordre de 50 m3/m²/an. 5. CONCLUSION Cette visite a permis de préciser le type de données nécessaires pour la modélisation hydrogéologique. On voit que la puissance thermique qui sera demandée à l’aquifère va beaucoup dépendre d’une part de l’échangeur qui sera utilisé, et d’autre part s’il est installé en association ou non avec une pompe à chaleur, avec un réservoir tampon, avec une tour de refroidissement. En première approximation, dans l’hypothèse de l’utilisation d’échangeurs Fiwihex pour 1 hectare de serres à Balandran (calculs effectués avec les données climatiques de Nîmes : durées d’ensoleillement, températures, etc.), les besoins en eau seraient de l’ordre de 150 m3/h. Ces calculs de besoins thermiques seront cependant affinés, avec prise en compte de différentes hypothèses. Ils seront également effectués pour d’autres types d’échangeurs que ceux de Fiwihex et pour des conditions climatiques correspondant au nord-ouest de la France (Bretagne).

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Annexe 4

Synthèse destinée aux exploitants serristes

Il s’agit du document de synthèse à destination des producteurs, élaboré dans le cadre de ce projet.



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Annexe 5

La corrosion et l’incrustation dans les forages d’eau



LES PHENOMENES DE VIEILLISSEMENT

- Le colmatage mécanique, où le volume des particules est enjeux

- Le colmatage physico-chimique, où la surface des particules est le facteur prépondéranr

- Le colmatage chimique par des précipités, carbonates et dépôts ferrugineux (le plus souvent d’origine bactérienne),

- Le colmatage biologique par action bactérienne

- La corrosion par attaque acide ou électrolytique

Ces cinq principaux facteurs sont liés et agissent presque toujours simultanément.

DETERMINATION DES RISQUES – INDEX DE RYZNAR

Risque de corrosion électro-chimique

• IR = pHs – pH mesuré

Détermination du PH de saturation suivant la méthode de Langelier :

pHs = (pK’2 – pK’s) + pCa + pAlk

Il existe des abaques ou des « calculettes » pour déterminer le PH de saturation et par conséquent l’indice de Ryznar.

Le pHs de Langelier varie en raison inverse de la température :

une même eau sera plus corrosive à basse température et plus incrustante à haute température.

Pour déterminer l’indice de Ryznar, il suffit de connaître :

- le pH

- la température de l’eau

- le résidu sec (peut être déterminé de manière approchée par la mesure de la résistivité ou de la conductivité)

- la teneur en calcium

- le TAC (carbonates + bicarbonates)



pH 7.0teneur en Ca++ 120 mg/l 2.53 alcalinité

CO3H- 250 mg/l 2.34 dureté calciqueCO3- 15 mg/l 9.76 pK'2

température 55 °C 8.15 pK'sRésidu Sec 3250 mg/l 6.48 pHs

Index de RYZNAR : 5.96 moyennementincrustante

Index de Ryznar (IR) Caractéristiquede à

inférieur à 4.000 fortement4 6.400 moyennement

6.4 6.600 légèrement6.6 6.700 stable6.7 6.900 légèrement6.9 8.700 moyennement

supérieur à 8.700 fortement

incrustante

corrosive

LUTTE CONTRE LA CORROSION ET L’INCRUSTATION

• Lutte contre la corrosion électro-chimique

Après avoir évalué le risque :

- Prévoir les matériaux résistants selon le degré de corrosion mis en évidence surtout pour les crépines

NB : pour les tubages, doubler l’épaisseur revient à quadrupler la durée de vie

- Eviter des vitesses d’entrée d’eau trop élevé ou des appors de sable

- Eviter l’équipement de puits avec des métaux éloignés dans l’échelle de nernst ou assurer une isolation efficace entre-eux

- Appliquer la protection cathodique si nécessaire

• Lutte contre la corrosion – incrustation bactérienne

Les bactéries sont introduites le plus souvent dans les terrains par le fluide de foration, le ciment, les équipements, etc. On désinfectera le puits avant sa mise en production.

• Lutte contre l’incrustation

- Eviter les entrées d’oxygène

- Bien développer le puits et ne pas le surexploiter

- Traiter périodiquement les puits soumis à l’incrustation



Annexe 6

Effet de la température sur la vitesse de Darcy



Rappel de la Loi de Darcy

� −=�

·

� = vitesse de Darcy

· K = conductivité hydraulique ou coefficient de Darcy (perméabilité des hydrogéologues)

· I : gradient

La vitesse de darcy est déterminée pour une eau à 20°C

Le coefficient de Darcy est relié au coefficient de perméabilité intrinsèque (k) de la manière suivante :

µρ�

9 = avec ?

�:�9 =

· ρ = masse volumique

· µ = viscosité dynamique

· N = facteur de forme (surface spécifique, porosité efficace) · d10 = diamètre efficace des grains

Effet de la température

La vitesse de Darcy (le débit) varie inversement à la viscosité du fluide, donc évolue comme la température. Ou bien, à vitesse (débit) constante, la charge variera inversement à la température.

Ainsi pour des températures de 10°C et 30°C :

�� °° ×= ��

Ou bien, à débit constant :

�� °° ×= ��



Annexe 7

Garantie AQUAPAC



Annexe 8

Résultats de simulations numériques

Evolution des panaches d’eau réchauffée et d’eau refroidie

Evolution des températures dans les puits chaud et froid

Bilans thermiques



Production Unité Valeur

Distance entre forages L

m 150

Débit Q m3/h 50

Fin de la période estivale

- Fin d'injection dans le puits chaud(28°C)

- Fin du pompage dans le puits froid

t = 4 mois

Fin des deux mois de repos

- Début du pompage dans le puits chaud

- Début d'injection dans le puits froid

t = 6 mois

Fin de la période hivernale

- Fin d'injection dans le puits froid (10°C)

- Fin du pompage dans le puits chaud

t = 10 mois

Fin des 2 mois de repos (automne).

- Début du pompage dans le puits froid

- Début d'injection dans le puits chaud

t = 12 mois


m 5

Epaisseur de l’aquifère

m 10

Epaisseur du substratum

m 30

Capacité calorifique de l’aquifère γa

MJ/m3

/°C 2.09

Échelle de température

1e année Conductivité thermique de l’aquifère λa

W/m/°C

2.09

Gradient hydraulique i

‰ 2

Perméabilité K m/s 0.005

Porosité εεεε % 15

Vitesse de Darcy V = K.i

m/j 0.86

15e année Vitesse réelle u = V/εεεε

m/j 5.76

Dispersivité longitudinale ααααL

m 7.5

Réf : BAL-3A3 Dispersivité transversale ααααT

m 2.5



Bal3A3 Températures simulées et bilans thermiques

Bilan des puissances thermiques injectées et pompées - Puits froid

-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

iqu

e (G

J/m

ois)

Puissance globale injectée Puissance utile injectée Puissance globale pompée Puissance utile pompée

Bilan des puissances thermiques injectées et pompées - Puits chaud

-500

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

iqu

e (G

J/m

ois)


Températures simulées aux puits chaud et froid

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)

Puits froid Puits chaud Aquifère Air extérieur


6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

pér

atur

e (°

C)






m 150

Débit Q m3/h 50




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois


m 5


m 10


m 30


MJ/m3/°C

2.09


1e année

Conductivité thermique de l’aquifère λa

W/m/°C

2.09


‰ 0.4




m/j 0.2


m/j 1.2


m 7.5

Réf : BAL3-A2 Dispersivité transversale ααααT

m 2.5





-500

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(G

J/m

ois

)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pu

issa

nce

ther

miq

ue

(GJ/

moi

s)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)






m 200

Débit Q m3/h 50




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois


m 5


m 10


m 30


MJ/m3/°C

2.09


1e année


W/m/°C

2.09


‰ 0.4

Perméabilité K

m/s 0.005



m/j 0.2

15e année

Vitesse réelle u = V/εεεε

m/j 1.2


m 7.5

Réf : SUP7 Dispersivité transversale

m 2.5



Sup7 Températures simulées et bilans thermiques


-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pu

issa

nce

ther

miq

ue (

GJ/

moi

s)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pui

ssan

ce t

herm

ique

(G

J/m

ois)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

pér

atur

e (°

C)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)






m 150

Débit Q m3/h 50




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois


m 5


m 10


m 30


MJ/m3/°C

2.09


1e année


W/m/°C

2.09


‰ 0




m/j 0

15e année Vitesse réelle

u = V/εεεε m/j 0


m 7.5

Réf : Bal3A1 Dispersivité transversale ααααT

m 2.5





-500

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pu

issa

nce

ther

miq

ue (

GJ/

moi

s)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pu

issa

nce

ther

miq

ue (G

J/m

ois

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

pér

atur

e (°

C)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)






m 150

Débit Q m3/h 50




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois


m 5


m 25


m 30


MJ/m3/°C

2.09



W/m/°C

2.09


‰ 0.4




m/j 0.2


m/j 1.2


m 7.5

Réf : SUP4 Dispersivité transversale ααααT

m 2.5





-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)






m 200

Débit Q m3/h 50




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois


m 5


m 25


m 30


MJ/m3/°C

2.09


1e année


W/m/°C

2.09


‰ 0.4




m/j 0.2


u = V/εεεε m/j 1.2


m 7.5


m 2.5





-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)






m 150

Débit Q m3/h 25




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois


m 20


m 10


m 30


MJ/m3/°C

2.09



W/m/°C

2.09


‰ 0.4




m/j 0.2




m 7.5

Réf : Q25 Dispersivité transversale ααααT

m 2.5



Q25 Températures simulées et bilans thermiques


-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pu

issa

nce

ther

miq

ue

(GJ/

mo

is)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)






m 150

Débit Q m3/h 25




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois


m 20


m 10


m 30


MJ/m3/°C

2.09



W/m/°C

2.09


‰ 0.4




m/j 0.2


m/j 1.2


m 5

Réf : Bal20-disper Dispersivité transversale ααααT

m 1.7



Bal20-dispers Températures simulées et bilans thermiques


-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

iqu

e (G

J/m

ois)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pu

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nce

ther

miq

ue

(GJ/

mo

is)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)






m 150

Débit Q m3/h 50




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois


m 20


m 10


m 30


MJ/m3/°C

2.09



W/m/°C

2.09


‰ 0.4




m/j 0.2




m 7.5

Réf : Bal20 Dispersivité transversale ααααT

m 2.5



Bal20 Températures simulées et bilans thermiques


-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

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erm

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e (G

J/m

ois)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pu

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(GJ/

mo

is)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)






m 200

Débit Q m3/h 50




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois


m 20


m 10


m 30


MJ/m3/°C

2.09



W/m/°C

2.09


‰ 0.4




m/j 0.2


m/j 1.2


m 7.5

Réf : Forage200m Dispersivité transversale ααααT

m 2.5



Forage200m Températures simulées et bilans thermiques


-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

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erm

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e (G

J/m

ois)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pu

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nce

ther

miq

ue

(GJ/

mo

is)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

pér

atur

e (°

C)




Capt3B_gig Températures simulées et bilans thermiques


-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

iqu

e (G

J/m

ois)



-500

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

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herm

ique

(GJ/

mo

is)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)




Capt3C_gig Températures simulées et bilans thermiques


-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

iqu

e (G

J/m

ois)



-500

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(G

J/m

ois

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)






m 150

Débit Q m3/h 50




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois


m 20


m 25


m 30


MJ/m3/°C

2.09



W/m/°C

2.09


‰ 0.4




m/j 0.86


m/j 5.8


m 7.5

Réf : CAP-3A Dispersivité transversale ααααT

m 2.5



Cap-3A Températures simulées et bilans thermiques


-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

iqu

e (G

J/m

ois)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pu

issa

nce

ther

miq

ue

(GJ/

mo

is)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)






m 200

Débit Q m3/h 25




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois


m 20


m 25


m 30


MJ/m3/°C

2.09


1e année


W/m/°C

2.09


‰ 0.4




m/j 0.2


m/j 1.2


m 7.5


m 2.5





-200

0

200

400

600

800

1000

1200

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

iqu

e (G

J/m

ois)



0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pu

issa

nce

ther

miq

ue

(GJ/

mo

is)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)






m 150

Débit Q m3/h 50




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois


m 20


m 25


m 30


MJ/m3/°C

2.09


1e année


W/m/°C

2.09


‰ 0.4




m/j 0.2


m/j 1.2


m 7.5

Réf : CAP-3GIG Dispersivité transversale ααααT

m 2.5



Cap3_gig Températures simulées et bilans thermiques


-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

iqu

e (G

J/m

ois)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pu

issa

nce

ther

miq

ue

(GJ/

mo

is)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)






m 200

Débit Q m3/h 50




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois


m 20


m 25


m 30


MJ/m3/°C

2.09



W/m/°C

2.09


‰ 0.4




m/j 0.2


m/j 1.2


m 7.5


m 2.5





-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

iqu

e (G

J/m

ois)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pu

issa

nce

ther

miq

ue

(GJ/

mo

is)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)






m 200

Débit Q m3/h 50




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois


m 20


m 25


m 30


MJ/m3/°C

2.09



W/m/°C

2.09


‰ 0.4




m/j 0.2




m 5


m 1.7





-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

iqu

e (G

J/m

ois)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pu

issa

nce

ther

miq

ue

(GJ/

mo

is)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)






m 200

Débit Q m3/h 100




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois


m 20


m 25


m 30


MJ/m3/°C

2.09


1e année


W/m/°C

2.09


‰ 0.4




m/j 0.2

15e année

Vitesse réelle u = V/εεεε

m/j 1.2


m 7.5


m 2.5





-500

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

5000

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

iqu

e (G

J/m

ois)



0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pu

issa

nce

ther

miq

ue

(GJ/

mo

is)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)




Production Valeur Unit

é Distance entre forages L

m 150

Débit Q m3/h 50




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois


m 20


m 25


m 30


MJ/m3/°C

2.09



W/m/°C

2.09


‰ 0




m/j 0


u = V/εεεε m/j 0


m 7.5

Réf : Capt1A-Gig

Dispersivité transversale ααααT

m 2.5



Capt1A_gig Températures simulées et bilans thermiques


-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

iqu

e (G

J/m

ois)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pu

issa

nce

ther

miq

ue

(GJ/

mo

is)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)






m 150

Débit Q m3/h 50




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois


m 20


m 25


m 30


MJ/m3/°C

2.09



W/m/°C

2.09


‰ 0.4




m/j 0.02




m 7.5


m 2.5





-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(G

J/m

ois

)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pui

ssan

ce t

herm

ique

(G

J/m

ois)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)




Production Unité Valeu

r Distance entre forages L

m 150

Débit Q m3/h 50




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois


m 20


m 25


m 30


MJ/m3

/°C 1.84


1e année


W/m/°C

2.26


‰ 0




m/j 0


m/j 0


m 7.5

Réf : Capt1B-Gig Dispersivité transversale ααααT

m 2.5



Capt1B_gig Températures simulées et bilans thermiques


-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

iqu

e (G

J/m

ois)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pu

issa

nce

ther

miq

ue

(GJ/

mo

is)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)




Production Unité Valeu

r Distance entre forages L

m 200

Débit Q m3/h 50




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois


m 20


m 25


m 30


MJ/m3/°C

2.09



W/m/°C

2.09


‰ 0




m/j 0


m/j 0


m 7.5

Réf : SUP1A Dispersivité transversale ααααT

m 2.5



Sup1A Températures simulées et bilans thermiques


-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

iqu

e (G

J/m

ois

)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(G

J/m

ois

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)






m 150

Débit Q m3/h 50




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois


m 5


m 10


m 30


MJ/m3/°C

2.09


1e année


W/m/°C

2.09


‰ 0.4




m/j 0.2


m/j 1.2


m 7.5

Réf : NANTES-T2 Dispersivité transversale ααααT

m 2.5



Nantes T2 Températures simulées et bilans thermiques


-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

iqu

e (G

J/m

ois

)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pu

issa

nce

ther

miq

ue (G

J/m

ois

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)




Production Unité

Valeur


m 150

Débit Q m3/h

60




t = 4 mois




t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois Epaisseur de la couverture

m 30


m 30


m 30


MJ/m3/°C

1.84


1e année


W/m/°C

2.36


‰ 2.5




m/j 0.08


m/j 1.6


m 5

Réf : HOLLAND4 Dispersivité transversale ααααT

m 1.7



Hollande4 Températures simulées et bilans thermiques


-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

iqu

e (G

J/m

ois)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(G

J/m

ois)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)




Production Uni

té Valeur


m 150

Débit Q m3/h

60




t = 4 mois



- Début d'injection dans le puits froid t = 6 mois




t = 10 mois




t = 12 mois Epaisseur de la couverture

m 30


m 30


m 30


MJ/m3/°C

2.46


1e année


W/m/°C

1.83


‰ 2.5




m/j 0.08


m/j 0.27


m 7

Réf : HOLLAND5 Dispersivité transversale ααααT

m 2.5



Hollande5 Températures simulées et bilans thermiques


-500

0

500

1000

1500

2000

2500

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)




Q100 Températures simulées et bilans thermiques


-2000

-1000

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185

Mois

Puis

sanc

e th

erm

ique

(GJ/

moi

s)



0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Pui

ssan

ce th

erm

ique

(GJ/

moi

s)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

5 17 29 41 53 65 77 89 101 113 125 137 149 161 173 185Mois

Tem

péra

ture

(°C

)



6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

161 163 165 167 169 171 173 175 177 179 181 183 185Mois

Tem

pér

atur

e (°

C)


Centre scientifique et technique

3, avenue Claude-Guillemin - BP 36009 45060 – Orléans Cedex 2 – France

Tél. : 02 38 64 34 34

Service géologique régional Languedoc-Roussillon 1039, rue de Pinville 34000 – Montpellier - France Tél. : 04 67 15 79 80

Application du stockage thermique en aquifère au chauffage et au ...

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